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Argamassas com agregados reciclados produzidas com

diferentes tipos de óxido de magnésio como substituto

parcial de cimento

Tiago Miguel Cleto Gonçalves

Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Orientadores

Professor Doutor Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Doutor Rui Vasco Pacheco Santos da Silva

Júri

Presidente: Professor Doutor Albano Luís Rebelo da Silva das Neves e Sousa

Orientador: Professor Doutor Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Vogal: Professor Doutor Miguel Nuno Caneiras Bravo

Maio de 2017

i

Agradecimentos

Esta dissertação significa a conclusão da, provavelmente, fase mais importante da minha vida. Os

últimos anos no Técnico de Lisboa serão fundamentais para o meu futuro e queria agradecer a toda a

gente que, de alguma forma, contribuiu para esse futuro.

Em primeiro lugar, queria agradecer ao Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito. A escolha do

orientador foi um factor importante na minha decisão pelo tema a investigar e, olhando para trás, tomei

a melhor decisão possível. Irei sempre relembrar o professor como alguém de enorme respeito e, so-

bretudo, admiração. Quero agradecer-lhe por toda a excelente orientação durante este último ano, pelo

respeito com que sempre me tratou e por toda a ética, disciplina e rigor que sempre exigiu de mim.

Ao Dr. Rui Vasco Pacheco Santos da Silva, quero agradecer por todo o apoio que me prestou ao

longo desta dissertação. O doutor é um exemplo, para mim, do que significa esforço e dedicação no

trabalho. Ao longo deste último ano, nem sempre as coisas correram de feição para mim, mas pude

sempre contar com ele para me ajudar e aconselhar, e isso foi muito importante, não só para que

pudesse concluir esta dissertação com sucesso, mas também para mim pessoalmente.

Aos meus colegas de laboratório, quero agradecer por toda a ajuda e companhia ao longo de seis

intensos meses de trabalho. Em primeiro lugar, ao Álvaro Romero por toda a ajuda que me deu durante

a sua estadia em Portugal e por me ter integrado e ajudado na minha iniciação no laboratório. Em

segundo lugar, quero agradecer ao Diogo Semedo por me ter ajudado, não só a nível do material

necessário para a tese, mas também por estar sempre disponível a ajudar e a acompanhar durante

todos os meses de trabalho em conjunto. Em último lugar, quero agradecer ao Sr. Leonel. Este agra-

decimento não se resume apenas a toda a ajuda que me prestou durante os 6 meses em que trabalhei

com ele no laboratório, mas também a toda a sua amizade e companhia. Sem o Sr. Leonel teria sido

muito mais difícil, para mim, concluir o trabalho de investigação com sucesso. Também quero agrade-

cer ao João Pacheco, ao Rawaz, ao Luís Carranca e ao Pedro Silva por toda a ajuda prestada ao longo

deste ano.

À Universidade de Córdoba, em particular ao Prof. Dr. José María Fernández Rodríguez e ao Prof.

Dr. José Ramón Jiménez, por toda a ajuda e colaboração demonstrada ao longo desta investigação.

À Secil, à Styromag e à Grecian Magnesite S.A. por terem disponibilizado material para o desenvolvi-

mento desta investigação.

Às Ineses, quero agradecer por toda a ajuda que me deram. Sempre que precisei de ajuda era a

vocês que recorria e nunca me decepcionaram. O “chato” agradece-vos por tudo.

À Sofia, quero agradecer por toda a paciência que tem tido para mim e por me ter dado uma grande

ajuda no Seminário de Investigação.

À Joana Ruas e ao Duarte Santa Bárbara quero agradecer por todo o apoio que me deram. À Joana,

um obrigado especial por ter puxado por mim quando as coisas não corriam bem e quando a motivação

era baixa. Ao Duarte, um obrigado por estar sempre disponível para me ir ajudar, mesmo quando nem

tinha disponibilidade para tal e isso o prejudicava. Além disto, quero dizer-vos que estes 6 anos de

Técnico de Lisboa não teriam sido iguais sem a vossa ajuda e amizade.

A todos os 17 que me acompanharam nesta fase e que foram um importante pilar para que a ultra-

passasse com sucesso, um muito obrigado. Que haja sempre um “Amanhã à noite”.

ii

Aos “tropas de Massamá”, quero agradecer-vos por estarem sempre a meu lado. Os amigos são a

família que se escolhe e vocês já fazem parte da minha.

Por último lugar, quero agradecer à minha família, particularmente, aos meus pais. Obrigado por todo

o apoio que sempre me deram, por me terem dado todas as ferramentas para que eu pudesse concluir

esta fase e por me terem tornado em quem eu sou hoje. Esta dissertação também é vossa!

Quero fazer um agradecimento em especial a alguém que tinha o sonho de ver este dia acontecer

mas que não o pôde presenciar. Obrigado por toda a preocupação que tiveste comigo ao longo dos

anos e por teres ajudado a incutir em mim o sentido da responsabilidade e do trabalho. A memória não

esquece. A ti, avó.

iii

Resumo

Considerando importante a redução do papel negativo que o sector da Construção tem tido no ambi-

ente mundial e a determinação de alternativas mais sustentáveis às existentes, esta dissertação estuda

o desempenho de argamassas que incorporam agregados reciclados finos como substituição de agre-

gados naturais finos e óxidos de magnésio como substituição parcial de cimento.

A substituição de agregados naturais finos por agregados reciclados finos é feita a 0, 50 e 100%.

A substituição parcial de cimento por MgO permite analisar a influência da incorporação deste óxido

como ligante em argamassas e betões. Este óxido, devido à sua capacidade expansiva quando hidra-

tado, permite reduzir a retracção da matriz cimentícia. Os seus produtos de hidratação têm algumas

características semelhantes às do cimento, nomeadamente a formação de silicatos de magnésio hidra-

tados e hidróxido de magnésio.

Também é estudada a influência dos dois materiais nas argamassas quando incorporados em simul-

tâneo, sempre comparando com a argamassa de referência.

Ao longo da campanha experimental realizada, verificou-se que as argamassas que tiveram os resul-

tados mais satisfatórios são as que incorporam apenas 10 e 15% de óxido de magnésio, nomeada-

mente devido à sua retracção. No entanto, todas as argamassas apresentaram reduções ao nível da

sua resistência mecânica e aumentos na profundidade de carbonatação e absorção capilar. A incorpo-

ração, em simultâneo, de agregados reciclados finos e óxidos de magnésio na composição das arga-

massas não produziu qualquer efeito positivo, uma vez que, em todos os parâmetros analisados, as

mesmas apresentaram resultados pouco satisfatórios, comparativamente com a argamassa de refe-

rência.

Palavras-chave: argamassas, RCD, agregados reciclados, MgO, retracção, Mg(OH)2.

v

Abstract

Considering important the reduction of the negative role that Construction sector has had on the envi-

ronment and the definition of more sustainable alternatives than the present ones, this dissertation anal-

yses the performance of mortars that incorporate fine recycled aggregates as a fine natural aggregates

substitute and magnesium oxide as partial cement replacement.

The fine recycled aggregates’ substitution is done in 0, 50 and 100%.

The partial cement replacement with magnesium oxide allows to analyse the influence of this oxide

incorporation as mortars’ and concrete’s binder. This oxide, because of its tendency to expand when in

contact with water, allows the reduction of the cement’s shrinkage. Its products of hydration have similar

characteristics to cement’s, namely the formation of magnesium silicates hydrated and magnesium hy-

droxide.

It is also analysed the influence of the two materials simultaneous incorporation in mortars, having

always in mind the comparison with the reference mortar.

During the experimental campaign, it was found that the mortars that had the most satisfying results

were the ones with only 10 or 15% of magnesium oxide, especially because of their shrinkage results.

However, all mortars showed reductions in their mechanical strength and increases in the depth of car-

bonation and capillary absorption. The simultaneous incorporation of fine recycled aggregates and mag-

nesium oxide in mortars’ composition did not produce any positive effect, since, in all studied parame-

ters, they showed unsatisfying results, compared to the reference mortar.

Keywords: mortar, CDW, recycled aggregates, MgO, shrinkage, Mg(OH)2.

vii

Índice geral

1 INTRODUÇÃO ............................................................................................................................ 1

1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS ........................................................................................................... 1

1.2 OBJECTIVOS DA DISSERTAÇÃO.................................................................................................... 1

1.3 ESTRUTURA E ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO ................................................................................ 2

2 ESTADO DA ARTE ..................................................................................................................... 5

2.1 INTRODUÇÃO ............................................................................................................................. 5

2.2 AGREGADOS RECICLADOS .......................................................................................................... 5

2.3 ÓXIDOS DE MAGNÉSIO ................................................................................................................ 8

2.4 PROPRIEDADES DAS ARGAMASSAS ........................................................................................... 10

2.4.1 Reactividade do MgO .................................................................................................... 10

2.4.2 Resistência mecânica .................................................................................................... 13

2.4.2.1 Agregados reciclados ......................................................................................................... 13

2.4.2.2 Óxidos de magnésio ........................................................................................................... 15

2.4.2.3 Interacção entre os agregados reciclados e o óxido de magnésio ..................................... 20

2.4.3 Módulo de elasticidade .................................................................................................. 20




2.4.4 Retracção ...................................................................................................................... 22




2.4.5 Carbonatação ................................................................................................................ 27




2.4.6 Absorção de água por capilaridade ............................................................................... 29




3 CAMPANHA EXPERIMENTAL ................................................................................................ 31

3.1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................................... 31

3.2 PLANO EXPERIMENTAL ............................................................................................................. 31

3.2.1 Constituintes das argamassas ...................................................................................... 31

3.2.1.1 Cimento .............................................................................................................................. 32

3.2.1.2 Agregados (naturais e reciclados) ...................................................................................... 32

3.2.1.3 Água ................................................................................................................................... 33


3.2.2 Composição das argamassas ....................................................................................... 33

viii

3.2.3 Produção de argamassas .............................................................................................. 34

3.2.4 Preparação dos provetes e condições de cura ............................................................. 34

3.3 ENSAIOS AOS AGREGADOS ....................................................................................................... 35

3.3.1 Análise granulométrica .................................................................................................. 35

3.3.2 Massa volúmica e massa volúmica aparente ................................................................ 36

3.3.3 Absorção de água.......................................................................................................... 38

3.4 ENSAIOS DE ARGAMASSAS NO ESTADO FRESCO ......................................................................... 40

3.4.1 Consistência .................................................................................................................. 40

3.4.2 Massa volúmica ............................................................................................................. 41

3.5 ENSAIOS DE ARGAMASSAS NO ESTADO ENDURECIDO ................................................................. 42

3.5.1 Resistência à flexão ...................................................................................................... 42

3.5.2 Resistência à compressão ............................................................................................ 43


3.5.4 Retracção ...................................................................................................................... 45

3.5.5 Carbonatação ................................................................................................................ 45


4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ................................................................................................ 49

4.1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................................... 49

4.2 PROPRIEDADES DO CIMENTO E DOS ÓXIDOS DE MAGNÉSIO ......................................................... 49

4.2.1 Composição química ..................................................................................................... 49


4.3 PROPRIEDADES DOS AGREGADOS ............................................................................................. 50


4.3.2 Massa volúmica e massa volúmica aparente ................................................................ 52

4.3.3 Absorção de água.......................................................................................................... 52

4.4 PROPRIEDADES DAS ARGAMASSAS NO ESTADO FRESCO ............................................................. 53

4.4.1 Trabalhabilidade ............................................................................................................ 53

4.4.2 Massa volúmica ............................................................................................................. 55

4.5 PROPRIEDADES DAS ARGAMASSAS NO ESTADO ENDURECIDO ..................................................... 55

4.5.1 Resistência à flexão e à compressão ............................................................................ 55

4.5.2 Análise termogravimétrica ............................................................................................. 60


4.5.4 Retracção ...................................................................................................................... 66

4.5.5 Carbonatação ................................................................................................................ 69


5 CONCLUSÕES ......................................................................................................................... 75

5.1 CONSIDERAÇÕES FINAIS ........................................................................................................... 75

5.2 CONCLUSÕES GERAIS .............................................................................................................. 75

5.3 PROPOSTAS DE DESENVOLVIMENTOS FUTUROS ......................................................................... 80

ix

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................................... 81

ANEXOS ................................................................................................................................................ I

xi

Índice de figuras

Capítulo 2

Figura 2.1 - Reactividade das diferentes amostras de MgO .............................................................. 11

Figura 2.2 - Área superficial específica de diferentes amostras de MgO .......................................... 12

Figura 2.3 - Comparação entre a reactividade e o rácio de aglomeração de partículas de cada amostra

de MgO ................................................................................................................................................. 12

Figura 2.4 - Resistência mecânica em AARF .................................................................................... 13

Figura 2.5 - Resistência à compressão em AARF ............................................................................. 15

Figura 2.6 - Resistência à compressão de betões ............................................................................. 15

Figura 2.7 - Resistência à compressão de argamassas com incorporação de MgO ........................ 16

Figura 2.8 - Resistência à flexão de argamassas com incorporação de MgO .................................. 16

Figura 2.9 - Resistência à compressão de argamassas com incorporação de MgO-1 ..................... 18

Figura 2.10 - Resistência à compressão de argamassas com incorporação de MgO-2 ................... 18

Figura 2.11 - Relação entre a resistência à compressão e a percentagem de incorporação de SiO2

............................................................................................................................................................... 19

Figura 2.12 - Retracção das AARF .................................................................................................... 23

Figura 2.13 - Secagem de AARF ao longo do tempo ........................................................................ 23

Figura 2.14 - Retracção de AARF ...................................................................................................... 24

Figura 2.15 - Variação dimensional de AARF .................................................................................... 24

Figura 2.16 - Variação dimensional de betões convencionais com incorporação de MgO ............... 26

Figura 2.17 - Variação dimensional de betões hidráulicos com incorporação de MgO ..................... 26

Figura 2.18 - Profundidade de carbonatação em betões com ARF ................................................... 27

Figura 2.19 - Profundidade de carbonatação em betões com incorporação de ARF ........................ 27

Figura 2.20 - Profundidade de carbonatação de betões com incorporação de MgO com a/l de 0,65

............................................................................................................................................................... 28

Figura 2.21 - Profundidade de carbonatação de betões com incorporação de MgO com a/l de 0,480

............................................................................................................................................................... 28

Figura 2.22 - Absorção por capilaridade de betões com incorporação de ARF ................................ 29

Figura 2.23 - Absorção capilar de betões com incorporação de ARF ............................................... 29

Capítulo 3

Figura 3.1 - Representação da mesa de espalhamento .................................................................... 41

Figura 3.2 - Modos de medição da frequência de ressonância: a) em flexão, b) em flexão a 90º, c) em

torção e d) longitudinal .......................................................................................................................... 44

Figura 3.3 - Tipos de apresentação da frente de carbonatação (segundo a norma E 391 - 1993) .... 46

Capítulo 4

Figura 4.1 - Distribuição granulométrica, por difracção a laser, do cimento, MgO A (A1) e MgO G (A2)

............................................................................................................................................................... 50

xii

Figura 4.2 - Relação entre a percentagem de ARF e a consistência por espalhamento das argamassas

correspondentes .................................................................................................................................... 54

Figura 4.3 - Relação entre a percentagem de MgO utilizada e a consistência das argamassas

correspondentes .................................................................................................................................... 54

Figura 4.4 - Relação entre a massa volúmica no estado fresco e as diferentes percentagens de

incorporação de MgO e ARF ................................................................................................................. 55

Figura 4.5 - Relação entre a resistência à flexão e a taxa de substituição de MgO ........................... 56

Figura 4.6 - Relação entre a resistência à compressão e a taxa de substituição de MgO ................. 56

Figura 4.7 - Comparação da resistência à flexão entre argamassas que utilizam cada um dos dois

tipos de MgO ......................................................................................................................................... 58

Figura 4.8 - Comparação da resistência à compressão entre argamassas que utilizam cada um dos

dois tipos de MgO .................................................................................................................................. 58

Figura 4.9 - Relação entre a resistência à flexão e a taxa de substituição de ARF ........................... 59

Figura 4.10 - Relação entre a resistência à compressão e a taxa de substituição de ARF ............... 59

Figura 4.11 - Desenvolvimento da resistência à flexão ao longo do tempo de argamassas que

incorporam apenas ARF ........................................................................................................................ 59

Figura 4.12 - Desenvolvimento da resistência à compressão ao longo do tempo de argamassas que

incorporam apenas ARF ........................................................................................................................ 59

Figura 4.13 - Desenvolvimento da resistência à flexão ao longo do tempo de argamassas que

incorporam ARF e 20% de MgO austríaco ........................................................................................... 60

Figura 4.14 - Desenvolvimento da resistência à compressão ao longo do tempo de argamassas que

incorporam ARF e 20% de MgO austríaco ........................................................................................... 60

Figura 4.15 - Análise termogravimétrica de A-0-0 (A1-0-0), AA-0-20 (A1-0-20) e AA-100-20 (A1-100-

20) .......................................................................................................................................................... 60

Figura 4.16 - Relação entre a densidade aparente das argamassas e a taxa de substituição de MgO

austríaco ................................................................................................................................................ 61

Figura 4.17 - Relação entre a densidade aparente das argamassas e a taxa de substituição de ARF

............................................................................................................................................................... 61

Figura 4.18 - Desenvolvimento da densidade aparente ao longo do tempo de cura, das argamassas

com 10% de MgO austríaco .................................................................................................................. 62





Figura 4.21 - Relação entre o módulo de elasticidade das argamassas e a taxa de substituição de

ARF ........................................................................................................................................................ 63

Figura 4.22 - Relação entre o módulo de elasticidade das argamassas e a taxa de substituição de

MgO austríaco ....................................................................................................................................... 63

Figura 4.23 - Desenvolvimento do módulo de elasticidade ao longo do tempo de cura, das argamassas


xiii





Figura 4.26 - Comparação da densidade aparente entre argamassas que incorporam cada um dos

dois tipos de MgO .................................................................................................................................. 65

Figura 4.27 - Comparação do módulo de elasticidade entre argamassas que incorporam cada um dos

dois tipos de MgO .................................................................................................................................. 65

Figura 4.28 - Variação dimensional de argamassas que apenas incorporam ARF ........................... 66

Figura 4.29 - Variação dimensional de argamassas que incorporam MgO austríaco ........................ 67

Figura 4.30 - Variação dimensional de argamassas que incorporam MgO grego.............................. 67

Figura 4.31 - Variação dimensional de argamassas que incorporam MgO austríaco e ARF: a) 50% de

ARF; b) 100% de ARF ........................................................................................................................... 68

Figura 4.32 - Variação dimensional de argamassas que incorporam MgO grego e ARF: a) 50% de

ARF; b) 100% de ARF ........................................................................................................................... 68

Figura 4.33 - Relação entre a profundidade de carbonatação e a taxa de incorporação de ARF, aos

91 dias ................................................................................................................................................... 70

Figura 4.34 - Relação entre a profundidade de carbonatação e a incorporação de MgO austríaco, aos

91 dias ................................................................................................................................................... 70

Figura 4.35 - Relação entre o coeficiente de absorção capilar e a percentagem de incorporação de

ARF, entre 10 e 90 min. ........................................................................................................................ 71


ARF, entre 10 e 4320 min. .................................................................................................................... 71


MgO, entre os 10 e os 90 min. .............................................................................................................. 73


MgO, entre os 10 e os 4320 min. .......................................................................................................... 73

Figura 4.39 - Relação entre os coeficientes de absorção capilar dos dois tipos de MgO, entre os 10 e

90 min. ................................................................................................................................................... 73

Figura 4.40 - Relação entre os coeficientes de absorção capilar dos dois tipos de MgO, entre os 10 e

4320 min. ............................................................................................................................................... 73

Anexos

Figura A - Desenvolvimento da resistência à flexão, ao longo do tempo, de argamassas que

incorporam ARF e 10% de MgO austríaco .............................................................................................. I

Figura B - Desenvolvimento da resistência à compressão, ao longo do tempo, de argamassas que


Figura C - Desenvolvimento da resistência à flexão, ao longo do tempo, de argamassas que


Figura D - Desenvolvimento da resistência à compressão, ao longo do tempo, de argamassas que


xiv

Figura E - Desenvolvimento da resistência à flexão, ao longo do tempo, de argamassas que

incorporam MgO austríaco ...................................................................................................................... II

Figura F - Desenvolvimento da resistência à compressão, ao longo do tempo, de argamassas que

incorporam MgO austríaco ...................................................................................................................... II

Figura G - Desenvolvimento da resistência à flexão, ao longo do tempo de argamassas que

incorporam 50% de ARF e MgO austríaco ............................................................................................. II

Figura H - Desenvolvimento da resistência à compressão, ao longo do tempo, de argamassas que

incorporam 50% de ARF e MgO austríaco ............................................................................................. II

Figura I - Desenvolvimento da resistência à flexão, ao longo do tempo de argamassas que incorporam

100% de ARF e MgO austríaco .............................................................................................................. II

Figura J - Desenvolvimento da resistência à compressão, ao longo do tempo, de argamassas que

incorporam 100% de ARF e MgO austríaco ........................................................................................... II

Figura K - Comparação do desenvolvimento da resistência à flexão, ao longo do tempo, entre

argamassas que incorporam 10% dos dois tipos de MgO ..................................................................... III

Figura L - Comparação do desenvolvimento da resistência à compressão, ao longo do tempo, entre


Figura M - Comparação do desenvolvimento da resistência à flexão, ao longo do tempo, entre


Figura N - Comparação do desenvolvimento da resistência à compressão, ao longo do tempo, entre


Figura O - Comparação do desenvolvimento da resistência à flexão, ao longo do tempo, entre


Figura P - Comparação do desenvolvimento da resistência à compressão, ao longo do tempo, entre


Figura Q - Variação dimensional de argamassas que incorporam 10% de MgO e ARF ..................... V

Figura R - Variação dimensional de argamassas que incorporam 15% de MgO e ARF ...................... V

Figura S - Variação dimensional de argamassas que incorporam 20% de MgO e ARF ..................... VI

Figura T - Comparação da variação dimensional das argamassas que incorporam 10% dos dois tipos

de MgO ................................................................................................................................................... VI

Figura U - Comparação da variação dimensional das argamassas que incorporam 15% dos dois tipos

de MgO ................................................................................................................................................... VI

Figura V - Comparação da variação dimensional das argamassas que incorporam 20% dos dois tipos

de MgO ................................................................................................................................................... VI

Figura W - Relação entre a profundidade de carbonatação e a taxa de incorporação de ARF, aos 28

dias de carbonatação ............................................................................................................................. IX

Figura X - Relação entre a profundidade de carbonatação e a taxa de incorporação de MgO austríaco,

aos 28 dias de carbonatação ................................................................................................................. IX

Figura Y - Relação entre a profundidade de carbonatação e a taxa de incorporação de MgO grego,


xv

Figura Z - Relação entre a profundidade de carbonatação e a taxa de incorporação de MgO grego,


Figura AA - Relação entre a profundidade de carbonatação dos dois tipos de MgO ao longo do tempo:

a) 10% de MgO; b) 15% de MgO; c) 10% de MgO e 50% de ARF; d) 15% de MgO e 50% de ARF; e)

20% de MgO e 50% de ARF; f)10% de MgO e 100% de ARF; g) 15% de MgO e 100% de ARF ......... X

Figura BB - Relação entre o coeficiente de absorção e a taxa de substituição de MgO grego, entre os

10 e 90 min. ............................................................................................................................................ XI

Figura CC - Relação entre o coeficiente de absorção e a taxa de substituição de MgO grego, entre os

10 e 90 min. ............................................................................................................................................ XI

xvii

Índice de tabelas

Capítulo 2

Tabela 2.1 - Características dos óxidos de magnésio, em percentagem .......................................... 11

Tabela 2.2 - Resultados dos ensaios de resistência .......................................................................... 14

Tabela 2.3 - Resultados dos ensaios de resistência na última fase .................................................. 15

Tabela 2.4 - Características dos óxidos de magnésio e das sílicas utilizadas .................................. 17

Tabela 2.5 - Composição das argamassas estudadas ...................................................................... 17

Tabela 2.6 - Características dos betões estudados ........................................................................... 19

Tabela 2.7 - Resistência à compressão ............................................................................................. 20

Tabela 2.8 - Resultados referentes ao módulo de elasticidade ......................................................... 21

Tabela 2.9 - Resultados referentes ao módulo de elasticidade ......................................................... 21

Tabela 2.10 - Características dos betões estudados ......................................................................... 21

Tabela 2.11 - Composição dos betões analisados (kg/m3) ................................................................ 26

Capítulo 3

Tabela 3.1 - Ensaios realizados na 1ª fase experimental ................................................................... 31

Tabela 3.2 - Ensaios realizados na 2ª fase experimental ................................................................... 31

Tabela 3.3 - Ensaios realizados na 3ª fase experimental (1ª parte) ................................................... 31

Tabela 3.4 - Características do betão ................................................................................................. 32

Tabela 3.5 - Características da areia fina ........................................................................................... 32

Tabela 3.6 - Características da areia grossa ...................................................................................... 33

Tabela 3.7 - Distribuição granulométrica da areia fina (% de material passado) ............................... 33

Tabela 3.8 - Distribuição granulométrica da areia grossa (% de material passado) .......................... 33

Tabela 3.9 - Identificação de todas as argamassas produzidas ......................................................... 34

Tabela 3.10 - Abertura dos peneiros .................................................................................................. 35

Tabela 3.11 - Capacidade do recipiente em função da dimensão dos agregados ............................ 38

Capítulo 4

Tabela 4.1 - Caracterização química do MgO austríaco (A) e grego (G) ........................................... 49

Tabela 4.2 - Análise granulométrica parcial da areia fina (% de material retido) ............................... 50

Tabela 4.3 - Análise granulométrica parcial da areia grossa (% de material retido) .......................... 50

Tabela 4.4 - Análise granulométrica parcial dos agregados reciclados (% de material retido) .......... 51

Tabela 4.5 - Distribuição granulométrica (típica) da areia fina (% de material retido) (segundo a ficha

técnica) ................................................................................................................................................... 51

Tabela 4.6 - Distribuição granulométrica (típica) da areia grossa (% de material retido) (segundo a ficha

técnica) ................................................................................................................................................... 51

Tabela 4.7 - Percentagem de material retido adoptada na curva granulométrica dos ARF ............... 51

Tabela 4.8 - Massa volúmica dos diferentes agregados ..................................................................... 52

Tabela 4.9 - Baridade dos diversos materiais ..................................................................................... 52

Tabela 4.10 - Baridade de diferentes granulometrias dos ARF .......................................................... 52

xviii

Tabela 4.11 - Consistência por espalhamento e relação água / ligante ............................................. 54

Tabela 4.12 - Massa volúmica no estado fresco (em kg/m3) .............................................................. 55

Tabela 4.13 - Resultados obtidos relativamente ao módulo de elasticidade das argamassas, ao longo

do tempo de cura ................................................................................................................................... 65

Tabela 4.14 - Profundidade de carbonatação nos dois tipos de MgO estudados, aos 28 dias.......... 71

Tabela 4.15 - Profundidade de carbonatação nos dois tipos de MgO estudados, aos 91 dias.......... 71

Capítulo 5

Tabela 5.1 - Resultados de argamassas que incorporam apenas ARF ou apenas MgO .................. 76

Tabela 5.2 - Resultados das argamassas que incorporam MgO austríaco e 50% de ARF ............... 77

Tabela 5.3 - Resultados das argamassas que incorporam MgO austríaco e 100% de ARF ............. 78

Tabela 5.4 - Resultados das argamassas que incorporam os dois tipos de MgO ............................. 79

Anexos

Tabela A - Composição química do cimento CEM I 42,5R, produzido pela Secil ................................. I

Tabela B - Características físicas do cimento CEM I 42,5R, produzido pela Secil ............................... I

Tabela C - Resultados da resistência à flexão, ao longo do tempo de cura ........................................ IV

Tabela D - Resultados da resistência à compressão, ao longo do tempo de cura ............................. IV

Tabela E - Resultados obtidos relativamente à densidade aparente das argamassas, ao longo do

tempo de cura .......................................................................................................................................... V

Tabela F - Correlação entre a densidade aparente e o módulo de elasticidade de cada argamassa . V

Tabela G - Variação dimensional de argamassas que não incorporam MgO, ao longo do tempo (μm/m)

............................................................................................................................................................... VII

Tabela H – Variação dimensional das argamassas que incorporam MgO grego, ao longo do tempo

(μm/m) .................................................................................................................................................. VIII

Tabela I - Coeficientes de absorção capilar das argamassas, em kg/(m2.min0,5) (segundo a Equação

3.17) ........................................................................................................................................................ XI

xix

Lista de Abreviaturas

a/l Relação água / ligante

AARF Argamassas que incorporam agregados reciclados finos

AG Agregados grossos

AN Agregados naturais

APA Agência Portuguesa do Ambiente

AR Agregados reciclados

ARF Agregados reciclados finos

ARG Agregados reciclados grossos

ASE Área de superfície específica

C-S-H Silicatos de cálcio hidratados

MgCO3 Magnesite

M-S-H Silicatos de magnésio hidratados

RCD Resíduos de Construção e Demolição

1

1 Introdução

1.1 Considerações iniciais

O sector da Construção tem tido, ao longo dos tempos, um elevado impacte ambiental. De facto,

segundo a Agência Portuguesa do Ambiente (APA), este sector é responsável por uma grande percen-

tagem de resíduos produzidos em Portugal, tal como acontece no resto da Europa (APA, 2017).

Uma vez que grande parte dos resíduos de construção e demolição (RCD) produzidos em Portugal

tem como destino aterros, foi publicado o Decreto-Lei n.º 46/2008, de 12 de Março, alterado pelo De-

creto-Lei n.º 73/2011, de 17 de Junho, de modo a privilegiar a triagem, a reciclagem e outras formas

de valorização, com o objectivo de diminuir a quantidade de resíduos que é colocada em aterros e,

consequentemente, diminuir o seu impacte ambiental. Além disso, foi criada a Taxa de Gestão de Re-

síduos, que prevê que os produtores de resíduos tenham custos mais elevados dependendo do destino

dado aos mesmos, contribuindo assim para o incentivo da valorização dos materiais.

O fabrico de cimento é uma das indústrias do sector da Construção que produz maiores quantidades

de gases poluentes, uma vez que, segundo Benhelal et al. (2013), 5 a 7% da emissão total de CO2

deriva da produção deste material. Além disso, esta indústria tem grande impacte ambiental uma vez

que utiliza grandes quantidades de recursos naturais, como o calcário ou a argila. Uma das grandes

preocupações na produção de cimento é o seu contínuo crescimento ao longo dos anos. De facto,

Lippiatt e Ahmad (2004) referem que é produzida uma tonelada de cimento por pessoa no mundo,

todos os anos. Com o contínuo aumento da população, este valor terá tendência a agravar-se, nome-

adamente em países como a China ou Índia, com elevada demografia. A corroborar esta previsão, Cao

et al. (2017) analisaram a variação da utilização de cimento na China ao longo das últimas duas déca-

das e a conclusão a que chegaram foi a de que a produção per capita aumentou significativamente. Os

Serviços Geológicos dos Estados Unidos também referem que, em 2015, a China registou um total de

2340 mega toneladas produzidas, sendo este país responsável por mais de 50% da produção mundial

de cimento (USGS, 2017).

Considerando os impactes do sector da Construção que se têm vindo a referir, é importante realizar

investigações e estudos de modo a desenvolver alternativas mais sustentáveis.

É neste contexto que se insere a presente dissertação. A sua realização tem como ponto de partida o

estudo de soluções mais sustentáveis, tanto para os RCD (com a utilização de agregados reciclados finos

- ARF) como para a utilização de cimento (com a utilização de materiais que tenham menores impactes

ambientes, como o óxido de magnésio - MgO).

1.2 Objectivos da dissertação

A presente dissertação, realizada no âmbito do Mestrado Integrado em Engenharia Civil, do Instituto

Superior Técnico, tem como principal objectivo estudar a viabilidade da utilização de dois materiais dife-

rentes na produção de betões. Esses dois materiais são os ARF, em substituição da areia natural, e os

MgO, como substituição parcial do cimento em ligante. Ambos os materiais dão origem a betões mais

sustentáveis, uma vez que os MgO têm menor impacte ambiental do que o cimento, tanto na sua produ-

ção como na sua utilização, e os ARF provêm dos RCD, ou seja, a sua utilização permite uma reutilização

de material que, caso contrário, iria para aterro.

2

Além disso, estudar-se-ão dois tipos diferentes de MgO de modo a investigar como é que as suas

características influenciam o comportamento do betão. Apesar de a investigação estar direccionada

para a utilização dos materiais em betões, a análise será feita em argamassas. Essas argamassas

poderão ser consideradas micro betões uma vez que a sua composição é semelhante à de betões,

excepto a incorporação de agregados grossos (AG). Apesar disto, todos os ensaios a realizar serão

executados considerando as normas europeias para argamassas.

Assim sendo, a análise da viabilidade dos dois materiais será feita individualmente, com incorporação

isolada de MgO (dos dois tipos) ou AR, e em conjunto, com a incorporação em simultâneo de MgO

(dos dois tipos) e dos AR.

1.3 Estrutura e organização do trabalho

Para cumprir os objectivos propostos no subcapítulo anterior, o trabalho foi dividido em diversas fases.

Na primeira, realizou-se uma pesquisa bibliográfica de forma a perceber e analisar o conhecimento já

existente das duas áreas de investigação que se pretende abranger - os AR e os MgO. Com o intuito

de se obter uma visão geral do actual estado da arte relativo aos AR, procurou-se reunir informação

acerca das vantagens da sua utilização para a Sociedade em geral, da legislação existente em Portugal

referente aos RCD, das suas características, da sua influência nas argamassas e betões e de todos os

ensaios relevantes para a análise do seu desempenho. No que concerne ao MgO, uma vez que é um

tema algo inovador, nomeadamente na zona Europeia, procurou-se adquirir conhecimento relativo às

vantagens da sua utilização, ao seu comportamento estrutural microscópico e de que forma se relaci-

onava com o cimento, aos tipos de MgO existentes e aos que apresentam melhor adequabilidade à

utilização em argamassas e betões, à sua sustentabilidade e, principalmente, à sua influência nas ca-

racterísticas das argamassas e betões que o incorporam.

Na fase seguinte, foi elaborado todo o planeamento relativo à campanha experimental; foi realizada a

pesquisa de todas as normas relevantes a considerar aos ensaios que se pretendiam executar e a

definição dos parâmetros que se teria de variar. Esta fase da investigação foi dividida em diversas

subfases, sendo que as mesmas diziam respeito aos agregados que se iria utilizar nas argamassas, às

argamassas no estado fresco e às mesmas no estado endurecido.

A campanha experimental foi realizada no Laboratório do DECivil, no Instituto Superior Técnico.

Concluída a campanha experimental, organizou-se todos os resultados obtidos ao longo da mesma e

fez-se uma análise cuidada dos mesmos. Para tal, teve-se em consideração apenas a incorporação de

ARF, a incorporação de cada um dos tipos de MgO estudados e, por último, a incorporação dos dois

tipos de materiais (cada tipo de MgO e AR) nas argamassas. De forma a inserir os resultados obtidos

no contexto descrito na primeira fase, comparou-se os mesmos com os obtidos pelos diversos autores

referenciados no estado da arte. Teve-se sempre em conta alguns possíveis erros que possam ter sido

cometidos ao longo da campanha experimental, a sua causa e consequência.

Por último, organizou-se todos os resultados obtidos e as conclusões a que se chegou em cada um

dos parâmetros ensaiados e apresentou-se toda a informação relevante em tabelas esquemáticas de

forma a simplificar a sua compreensão.

Com base nas diversas fases descritas, a presente dissertação resume-se a cinco capítulos principais,

que são os seguintes:

3

capítulo 1 - Introdução; capítulo onde são referidos os objectivos do trabalho e a razão que

levou à realização da dissertação; também é descrita a organização do trabalho;

capítulo 2 - Estado da arte; capítulo onde se reúne a informação relevante já existente sobre

os diversos temas que são abrangidos na dissertação; são descritas investigações realizadas

anteriormente ao presente trabalho e organizadas as diversas conclusões a que os respecti-

vos autores chegaram, de modo a auxiliar na compreensão dos resultados obtidos ao longo

da campanha experimental;

capítulo 3 - Campanha experimental; capítulo onde se planifica toda a informação a ter em

conta ao longo da vertente laboratorial da investigação; descreve-se todos os ensaios e todas

as normas a considerar, para cada um dos ensaios que se deseja realizar.

capítulo 4 - Resultados e discussão; capítulo onde se apresenta todos os resultados obtidos

em cada um dos ensaios realizados; estabelece-se comparações com os resultados dos di-

versos autores apresentados no capítulo 2 e procura-se possíveis justificações para as varia-

ções de resultados verificadas entre os mesmos;

capítulo 5 - Conclusões; é neste capítulo que se destacam os principais resultados obtidos e

se caracteriza de forma generalizada a influência de cada um dos materiais em estudo nas

argamassas analisadas; uma vez que a dissertação nunca consegue dar resposta a todas as

questões situadas no contexto dos temas que se estudam, são apresentadas propostas de

desenvolvimentos futuros dos temas abordados ao longo desta investigação.

5

2 Estado da arte

2.1 Introdução

O presente capítulo pretende apresentar o desenvolvimento existente relativamente à utilização de

ARF em substituição parcial ou total de areia natural e de MgO em substituição de cimento.

Além desta apresentação inicial, é necessário relacionar e contextualizar as características de arga-

massas que incorporem estes dois materiais diferentes quanto à sua resistência mecânica e durabili-

dade. Para tal, em cada uma das características que se pretende analisar, são sumarizados alguns dos

resultados mais relevantes de estudos feitos por diversos autores. As características que se teve em

conta foram: a reactividade dos óxidos de magnésio; a resistência mecânica; o módulo de elasticidade;

a retracção; a carbonatação; e a absorção de água por capilaridade.

Devido à quase inexistência de estudos que abrangem argamassas que incorporam os dois tipos de

materiais em simultâneo, foram feitas algumas análises / reflexões ao longo do capítulo de forma a

perceber como é que estes dois materiais poderão interagir quando utilizados em conjunto.

De referir que, uma vez que as argamassas da presente dissertação podem ser consideradas micro

betões, foram considerados estudos tanto de argamassas como de betões.

2.2 Agregados reciclados

O sector da Construção é responsável por uma enorme quantidade de resíduos gerados em Portugal

e no resto do mundo. De facto, a produção total de resíduos em 2012, na União Europeia, foi superior

a 2500 milhões de toneladas, sendo que 34% dessa quantidade corresponde a RCD (Eurostat, 2015

apud Silva et al., 2016).

Segundo a APA, o Decreto-Lei n.º 46/2008, de 12 de Março, alterado pelo Decreto-Lei n.º 73/2011,

de 17 de Junho, estabelece que é necessária a existência de diversas operações que envolvam os

RCD de modo a diminuir o seu impacte ambiental. Essas operações englobam a prevenção, a reutili-

zação, o transporte, o armazenamento, a triagem, o tratamento, a valorização e a eliminação de parte

desses resíduos. Aqueles que não puderem ser reutilizados devem ser objecto de triagem e, somente

após esta operação, poderão ser depositados em aterros ou vazadouros. Aos RCD que são reutilizados

como agregados dá-se o nome de agregados reciclados (AR).

As vantagens resultantes da reutilização deste tipo de resíduos são fundamentais para o sector da

Construção e para a Sociedade em geral. Além da diminuição do impacte ambiental causado pela

deposição dos mesmos em aterros, também permite a diminuição da pegada de CO2 e do consumo de

energia resultante da produção de agregados naturais e a diminuição da extracção de material direc-

tamente de reservas naturais. Assim, além de a reutilização ser uma alternativa mais sustentável à

deposição de RCD em aterros, também poderá criar novos mercados (Silva et al., 2016).

Os agregados reciclados, tal como os naturais, podem ser divididos em dois tipos, dependendo da sua

granulometria: ARF e agregados reciclados grossos (ARG). A denominação de ARF é dada, geralmente,

a agregados que tenham uma granulometria até 4/5 mm, no máximo (Khatib, 2005; Corinaldesi e Mori-

coni, 2009; Ledesma et al., 2014; Neno et al., 2014; Fan et al., 2016), enquanto os agregados com gra-

nulometria superior a esse valor são denominados de ARG. Shi et al. (2015) referem que as grandes

6

diferenças entre os agregados naturais (AN) e os AR se devem, maioritariamente, ao facto de os segun-

dos apresentarem grande quantidade de pasta de ligante do betão original aderida. Com base nisto, as

características do betão original de onde o agregado foi britado serão importantes para o comportamento

da argamassa que o incorporará. Shi et al. (2015) também referem que o processo de britagem a que o

agregado foi sujeito e o tamanho desse mesmo agregado são os factores que mais afectam a quantidade

de ligante aderido ao AR.

Desta forma, as propriedades intrínsecas dos AR usados nas argamassas poderão afectar o desem-

penho da argamassa resultante. Silva et al. (2014) analisaram as conclusões de diversos estudos rea-

lizados relativamente às características dos AR e à sua influência nas propriedades das argamassas e

betões. Uma das conclusões retiradas desse estudo é relativa ao tamanho e forma dos AR. Segundo

os autores, estas duas características são influenciadas pelo seu processo de britagem, sendo que

existem dois processos principais: o primário e o secundário. Enquanto o primeiro origina uma distri-

buição da granulometria das partículas, o segundo dá origem a partículas menos angulosas e mais

arredondadas. Dado que os ARF tendem a ser mais grossos e angulosos do que os AN utilizados na

produção de betão, a trabalhabilidade de betões que incorporam ARF tende a ser um problema.

Relativamente à densidade dos AR, Silva et al. (2014) referem que a mesma depende de três factores

principais: o processo de reciclagem; a qualidade do material original; e o tamanho dos agregados.

Relativamente ao primeiro factor, o número de processos de britagem influencia a quantidade de pasta

de ligante original aderida ao agregado. No que concerne aos ARG, uma vez que essa pasta aderida

aos AR é menos densa do que os AN e sabendo que os processos de britagem reduzem a quantidade

de pasta de ligante, quanto maior for o número de processos de britagem, maior vai ser a densidade

dos ARG. No caso dos ARF, acontece o inverso pois a quantidade de pasta de cimento desagregada

dos ARG vai ficando acumulada nos ARF devido ao aumento do número de processos de britagem.

Devido aos processos utilizados na produção de ARF, quanto menor for o tamanho das partículas de

AR, maior é a quantidade de pasta de ligante original aderida às mesmas. Assim sendo, os ARF ten-

derão a ter menor densidade do que os ARG.

Quanto ao segundo factor, quanto maior for a quantidade de cimento utilizado no betão original (que

origina o aumento da resistência do mesmo), maior vai ser a densidade dos AR provenientes desse

material. Isto deve-se ao facto de a porosidade desse betão diminuir à medida que a quantidade de

cimento utilizado aumenta, tornando-o mais compacto.

No que se refere à absorção de água, os autores afirmam que, em geral, os AR apresentam maior

capacidade de absorção do que os AN. Isto deve-se aos mesmos factores que influenciam a densidade.

Quanto menor for a remoção do material aderido ao agregado, maior vai ser a presença de material

mais poroso. Assim sendo e tendo em conta que a pasta de ligante aderida aos AR é mais porosa do

que os AN, quanto maior for o tratamento dado aos AR, menor a sua absorção de água.

Tal como referido, quanto mais resistente for o betão original, maior quantidade de cimento existe na

pasta de ligante, o que resulta numa pasta menos porosa. Desta forma, e uma vez que a porosidade

tem grande influência na absorção dos AR, quanto mais resistente for o betão original, menor a capa-

cidade de absorção de água por parte dos AR.

Relativamente ao tamanho das partículas, devido à maior quantidade de pasta de ligante existente

7

nos ARF do que nos ARG (resultante dos processos de reciclagem dos mesmos), a capacidade de

absorção de água dos primeiros vai ser maior do que a dos segundos.

Relativamente à resistência mecânica dos AR, Silva et al. (2014) referem dois factores a ter em conta:

o processo de reciclagem; e a qualidade do betão original.

Existem três zonas de transição nos agregados reciclados: uma entre o agregado e a pasta de ligante

original aderida; outra entre essa mesma pasta e a nova pasta de ligante; e a terceira entre o AN original

e a nova pasta de cimento. Dado que o processo de reciclagem tem grande influência na quantidade

de pasta de ligante original aderida ao agregado, é expectável que esse processo tenha influência na

resistência mecânica do betão que incorpora AR.

A resistência mecânica da pasta de ligante aderida aos AR é influenciada pela resistência mecânica

do betão original. Logo, quanto maior for a qualidade do betão original, maior a resistência dos AR

provenientes da trituração do mesmo. Os autores também referem que, para a mesma percentagem

de utilização de AR, a resistência à compressão do betão vai diminuindo à medida que se vai utilizando

AR de menor qualidade.

De Brito e Evangelista (2013) referem que é expectável que os betões que incorporam agregados

reciclados finos tenham piores desempenhos do que os betões apenas com agregados naturais. Esta

variação no desempenho é devida à maior porosidade das primeiras e à maior fragilidade dos agrega-

dos reciclados, o que poderá diminuir a resistência mecânica do betão resultante. Em concordância

com o referido estão Corinaldesi e Moriconi (2009), que referem que a perda de desempenho se deve

à maior porosidade destes agregados e, consequentemente, menor densidade e maior absorção de

água por parte dos mesmos.

Devido à maior absorção de água, as argamassas que incorporam ARF (AARF) apresentam maior per-

meabilidade relativamente às argamassas que incorporam agregados naturais, o que faz com que, geral-

mente, apresentem piores desempenhos em termos de durabilidade. Assim, as principais características

a considerar, em termos de durabilidade, são aquelas que são influenciadas directamente pela penetra-

ção de certos elementos. Mehta e Monteiro (2005), citados por Evangelista e de Brito (2010), definem

três mecanismos associados a essa penetração: permeabilidade, capilaridade e difusão. Rosa (2002)

também refere que os ARF utilizados no fabrico de argamassas e betões deverão ter tratamentos adicio-

nais pois podem apresentar uma elevada percentagem de sulfatos e contaminantes.

Relativamente à retracção de betões que incorporam AR, Silva et al. (2015) fizeram um levantamento

de estudos realizados por diversos autores e concluíram que os principais factores que influenciam

esta propriedade são: a taxa de incorporação de AR; o processo de mistura dos AR; o processo de

britagem; a qualidade dos AR; e as condições de cura a que o betão está sujeito.

No que se refere ao primeiro factor, os autores concluíram que, à medida que a taxa de incorporação

de AR aumenta, a retracção também aumenta. Este fenómeno deve-se à maior deformação dos AR,

comparando com os AN. Uma vez que os agregados restringem a retracção da pasta cimentícia, as

argamassas que incorporam AR apresentam maior deformação do que as que incorporam AN e, con-

sequentemente, a sua retracção é maior.

Quanto ao processo de mistura, a retracção dos betões é menor quando se utiliza o método de com-

pensação de água ao invés de utilizar AR pré-saturados.

8

Agregados reciclados que sejam sujeitos aos dois principais processos de britagem, primário e se-

cundário, tendem a ter melhor desempenho relativamente à retracção, pois, dado que a quantidade de

ligante original aderido aos agregados é menor, os mesmos tendem a ter maior rigidez, o que permitirá

restringir mais eficientemente a retracção do betão (Pedro et al., 2014).

Silva et al. (2015) referem que a utilização de betões originais de melhor desempenho origina AR de

melhor qualidade e mais densos. Desta forma, a sua utilização resulta num betão mais denso e, con-

sequentemente, numa menor retracção do mesmo, comparando com AR provenientes de betões de

qualidade inferior.

No que concerne às condições de cura, os autores confirmaram que, quanto mais secas essas con-

dições forem, maior é o efeito negativo na retracção dos betões.

Apesar de as diferenças entre ARF e ANF e da diminuição de desempenho das argamassas que

incorporam os primeiros, Evangelista et al. (2015) realçam que se deverá considerar a utilização dos

mesmos, tendo sempre em vista a melhor solução, tanto em termos de quantidade de substituição dos

agregados naturais como de propósito / função da aplicação.

2.3 Óxidos de magnésio

Entre 1966 e 1976, foi construída a barragem de Baishan, na China. Nessa época não existia, naquele

país, qualquer restrição ou regulamentação relativa à construção de barragens, o que fez com que não

houvesse qualquer fiscalização / controlo na betonagem desta obra, sendo a mesma feita no Verão (em

que existem grandes gradientes de temperatura). Devido a este facto, seria provável que houvesse gra-

ves problemas de retracção na barragem, mas o mesmo não sucedeu. Após investigação, chegou-se à

conclusão de que esta melhoria na variação dimensional do betão se deveu à relativamente elevada

concentração de óxidos de magnésio no betão utilizado (concentrações até 4,5%). Esta descoberta deu

início ao estudo da utilização de óxidos de magnésio como ligante em argamassas e betões (Du, 2005).

Na construção da barragem das Três Gargantas (Three Gorges Dam), situada também na China, o

mesmo não sucedeu. Gao et al. (2007; 2008) referem que, apesar de ter havido elevado controlo e rigor

na execução e na selecção do material a utilizar, foram encontradas fendas com mais de dois metros de

comprimento à superfície da mesma. Desta forma, Gao et al. (2008) citaram Mehta e Pirtz (1980), que

propuseram que fosse utilizado um ligante com elevada concentração de MgO de modo a compensar a

retracção do betão, tal como aconteceu na barragem de Baishan.

A existência de fendas poderá ser prejudicial ao desempenho do material (argamassa ou betão), uma

vez que o torna menos resistente e menos durável. Desta forma, a utilização de ligantes com maior

concentração de MgO poderá beneficiar da expansão que esse elemento produz e, desta forma, reduzir

a variação dimensional da argamassa ao longo do tempo.

Kramer (2001) e Shand (2006), citados por Jin e Al-Tabbaa (2014a), referem que a produção de óxidos

de magnésio poderá ser de origem natural ou sintética. As principais fontes naturais de produção de

MgO são a magnesite e a dolomite, mas também poderão ser produzidos óxidos de magnésio sintéticos

através de precipitação química, água do mar ou salmouras. Tanto na produção de MgO através de

magnesite como de precipitação química é o calor que origina o produto final. Se a fonte for natural

(magnesite, MgCO3), a reacção que se desencadeia é a apresentada na Equação 2.1.

9

𝑀𝑔𝐶𝑂3 + 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 → 𝑀𝑔𝑂 + 𝐶𝑂2 Equação 2.1

Se o óxido for obtido por precipitação química (Mg(OH)2), a reacção que envolve esse processo é a

apresentada na Equação 2.2.

𝑀𝑔(𝑂𝐻)2 + 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 → 𝑀𝑔𝑂 + 𝐻2𝑂 Equação 2.2

Assim, a temperatura a que o produto é calcinado é importante para a obtenção do produto final.

Partindo deste princípio e sabendo que a decomposição de MgCO3 é iniciada a uma temperatura de

600-650 °C (Du, 2005), Jin e Al-Tabbaa (2014a) referiram quatro tipos de MgO, dependendo da tem-

peratura de calcinação a que cada um foi sujeito: light-burned MgO, com uma temperatura de calcina-

ção de 700-1000 °C; hard-burned MgO (1000-1400 °C); dead-burned MgO (1400-2000 °C), normal-

mente denominado por períclase; e fused MgO, com temperaturas de calcinação superiores à tempe-

ratura de fusão do MgO (i.e. 2800 °C).

Um dos aspectos a ter em conta na utilização de MgO num ligante é a taxa de expansão que o mesmo

poderá ter. Segundo Mo et al. (2012), a reacção de hidratação dos óxidos de magnésio tem como

principal produto final Mg(OH)2, denominado de brucite, e é a apresentada na Equação 2.3.

𝑀𝑔𝑂 + 𝐻2𝑂 → 𝑀𝑔(𝑂𝐻)2 Equação 2.3

Segundo os mesmos autores, esta hidratação é local, ou seja, a formação de brucite ocorre no mesmo

local onde se situavam as partículas de MgO que sofreram hidratação. June (2005) já tinha referido o

mesmo. Assim, a expansão nas argamassas que incorporam MgO como ligante será local e depen-

dente da distribuição inicial das partículas do mesmo. No entanto, segundo Vandeperre et al. (2008), a

hidratação do cimento e do MgO ocorre em paralelo, ou seja, a reacção química entre estes dois ma-

teriais não é significativa.

A hidratação de MgO em brucite causa expansão nas argamassas uma vez que, segundo Du (2005),

os produtos da hidratação de MgO têm maior volume do que os reagentes. O mesmo autor também

refere que a hidratação de MgO é estável, irreversível e limitada. Assim, é necessário perceber se essa

expansão será feita durante a cura inicial da argamassa ou ao longo do tempo, de forma a melhor

compensar a retracção que a mesma poderá ter. Com vista a restringir essa expansão a valores acei-

táveis e a compensar equilibradamente a retracção expectável, é necessário limitar a quantidade de

óxido usado. De outra forma, poderia haver o risco de expansão exagerada, o que prejudicaria o de-

sempenho da argamassa. Assim, Mo et al. (2015) referem que, de forma a compensar a retracção

autogénea inicial de argamassas de cimento, deve ser usado light-burned MgO por ser mais reactivo

do que os restantes tipos. Esta afirmação será explicada ao longo dos próximos parágrafos.

É comum incorporar-se adições no cimento de modo a melhorar as suas propriedades. Algumas des-

sas adições podem ser sílicas de fumo ou cinzas volantes, entre outras. Estas duas caracterizam-se

por terem elevadas percentagens de sílica na sua constituição, sílica essa que irá reagir com a portlan-

dite e formar silicatos de cálcio hidratados (C-S-H) e outros produtos de hidratação. Uma vez que os

MgO são insolúveis no C-S-H, a brucite poderá reagir com a sílica da mesma forma que a portlandite

reage, formando silicatos de magnésio hidratados (M-S-H) (Brew e Glasser, 2005). Assim sendo, a

utilização de MgO como substituto parcial do cimento poderá dar origem a dois produtos de hidratação

principais, que poderão coexistir (dependendo da quantidade de sílica existente): a brucite e os M-S-

10

H. Segundo os autores, tanto os C-S-H como os M-S-H são caracterizados por formarem um gel (não

imiscíveis entre si), por terem baixa cristalinidade e por terem propriedades resistentes.

Tal como se referiu as vantagens ecológicas de se utilizar AR (no capítulo 2.2), também a incorpora-

ção de MgO em betões ou argamassas, em substituição de cimento, pode ter importantes vantagens

ecológicas.

A temperatura de calcinação dos MgO, como referido, ronda os 800 °C. Desta forma, e segundo Ruan

e Unluer (2016), a produção de MgO permite a utilização de combustíveis alternativos devido às baixas

temperaturas necessárias para a sua calcinação, ao contrário do que sucede na produção de cimento

Portland (CP), devido às elevadas temperaturas necessárias no seu fabrico (1450 °C). No entanto,

Hassan (2014) refere que a produção de MgO conduz ao consumo de maiores quantidades de energia,

comparando com a produção de CP. Este valor mais elevado é devido à maior quantidade de energia

necessária para a obtenção de magnesite, à maior quantidade de material necessário para a produção

de MgO e ao maior índice de trabalho necessário para a produção desse óxido.

Assim sendo, e segundo o autor, apesar de a temperatura de calcinação do MgO ser menor do que a

do CP, a energia necessária para a produção do primeiro poderá ser maior do que a necessária para

a produção do segundo.

Considerando as emissões de CO2 na produção dos dois materiais, Ruan e Unluer (2016) referem que

são emitidas 1,7 toneladas de CO2 por tonelada de MgO, enquanto para o fabrico de CP é emitida 1

tonelada de CO2 por tonelada de produto. Apesar de os valores das emissões da produção de MgO serem

substancialmente maiores do que as da produção de CP, o CO2 emitido durante a calcinação da magne-

site pode ser totalmente absorvido ao longo da vida do material que incorpora o óxido (além de que pode

aumentar a sua resistência devido à carbonatação) (Liska e Al-Tabbaa, 2009; Unluer e Al-Tabbaa, 2013,

2014). Assim sendo, segundo Ruan e Unluer (2016), a totalidade das emissões associadas à produção

e utilização de MgO será até 50% menor do que a associada à produção de CP.

Também Vandeperre et al. (2008) referem que a incorporação de MgO como constituinte do ligante (em

argamassas ou betões) permite melhorar o desempenho ambiental das misturas cimentícias. Esta me-

lhoria ecológica está relacionada com a reduzida quantidade de energia e de emissões necessárias para

a produção do óxido, comparando com as necessidades da produção do cimento de Portland. Apesar da

vantagem ambiental, os autores referem que só se pode considerar o MgO como uma alternativa ao

cimento de Portland para materiais que não tenham grandes requisitos de desempenho mecânico.

A utilização de MgO em substituição parcial do cimento poderá desempenhar um papel essencial na

redução da retracção das argamassas e betões. Tal como referido em Du (2005), este factor poderá

ser importante para a diminuição do controlo da temperatura, dos custos e da duração de uma obra.

Além destas vantagens, ainda poderá desempenhar um papel importante na diminuição do impacte

ambiental da Construção.

2.4 Propriedades das argamassas

2.4.1 Reactividade do MgO

Jin e Al-Tabbaa (2014a) estudaram a reactividade de diversas amostras de MgO com características

bastante diferentes. A investigação consistiu na análise de catorze amostras, em que três delas tinham

origem sintética (Dead Sea Periclase, RBH e Intermag Ltd.) e as restantes eram de origem natural. As

11

características de cada amostra estão apresentadas na Tabela 2.1.

Tabela 2.1 - Características dos óxidos de magnésio, em percentagem (adaptado de Jin e Al-Tabbaa, 2014a)

Origem Fornecedor Designação MgO CaO Fe2O3 Al2O3 SO3 B2O3 Mn Na Cl SiO2 L.O.I.

Magnesite

Causmag, Austrália XLM 97,2 1,2 0,20 0,20 - - - - - 1,20 2,5

Premier Chemicals, USA

Unimag 95,8 1,3 0,80 - - - - - - 2,10 NAa

RBHb, China 94/325 94,0 2,0 0,70 - - - - - - 1,00 2,0

RBH, China 94/200 94,0 2,0 0,70 - - - - - - 1,00 2,0

RBH, China 92/200 93,5 1,9 0,80 0,10 - - - - - 0,90 2,8

RBH, China 90/200 93,2 0,9 0,50 0,22 - - - - - 2,30 2,6

RBH, Grécia 83CG 88,3 2,6 0,20 0,18 - - - - - 8,80 1,9

RBH, Grécia 83CS 87,9 2,9 0,30 0,13 - - - - - 8,70 1,6

RBH, Grécia NOR 91,6 1,7 0,10 0,14 - - - - - 6,50 2,3

RBH, Grécia 83CR 88,9 2,6 0,20 0,15 - - - - - 8,20 2,2

Styromag, Áustria K10 80,0 6,9 2,80 - - - - - - 6,00 7,0

Água do mar

Dead Sea Periclase, Israel

DSP 99,2 0,2 0,01 0,004 0,125 0,005 - 0,04 0,1 0,02 0,8

RBH, China N50 97,7 0,5 0,03 - 0,80 - 0,002 - 0,1 - 5,4

Química Intermag Ltd., Reino-Unido

IM 94,5 0,3 0,02 0,01 0,20 - - - 0,2 0,02 6,0

a Não disponível e b Richard Baker Harrison Ltd., UK

A reactividade foi analisada através do teste de ácido cítrico, que consistia na medição do tempo neces-

sário para que cinco gramas de cada amostra de MgO alterassem a cor da solução (com recurso a fenolf-

taleína). Desta forma, quanto mais rapidamente a solução alterasse a sua cor em contacto com a amostra

de MgO, mais reactiva seria essa amostra. Os resultados dessa análise são apresentados na Figura 2.1.

Figura 2.1 - Reactividade das diferentes amostras de MgO (adaptado de Jin e Al-Tabbaa, 2014a)

É perceptível que, em geral, as amostras de MgO resultantes de uma origem sintética têm valores de

reactividade muito próximos entre si e muito mais elevados (no sentido de maior reactividade, isto é,

de menor tempo de reacção) do que as amostras resultantes da calcinação de magnesite. Em contra-

partida, Jin e Al-Tabbaa (2014a) realçam a maior variedade de resultados das amostras produzidas a

partir de magnesite. Como principal causa desta disparidade de valores, os autores citam Mo et al.

(2010), justificando que a mesma se deve à diferente temperatura de calcinação de cada uma das

amostras. De facto, Mo et al. (2010) referem que a temperatura de calcinação influencia tanto a área

superficial específica como a hidratação das partículas de MgO. Assim sendo, estes autores concluem

1

10

100

1.000

Rea

ctiv

idad

e (s

)

Amostras calcinadas

12

que, quanto maior for a temperatura de calcinação, menor é a área superficial específica e a reactivi-

dade, resultando numa hidratação mais lenta das partículas de MgO.

Jin e Al-Tabbaa (2014a) analisaram a área superficial específica (ASE) de cada uma das amostras,

resultando na Figura 2.2. Analisando a figura, chega-se à mesma conclusão que Mo et al. (2010), ou

seja, as amostras sujeitas a menores temperaturas de calcinação, tal como as amostras sintéticas,

originam partículas com maior área superficial. Estas amostras sintéticas têm menores temperaturas

de calcinação uma vez que a sua produção é altamente controlada e eficiente, sendo que, segundo Du

(2005), a precipitação de MgO apresenta maior eficiência com temperaturas a rondar os 800 °C.

Para observar a relação entre os valores obtidos na análise da reactividade de cada amostra e os

valores das áreas superficiais específicas, Jin e Al-Tabbaa (2014a) compararam os dois parâmetros e

concluíram que, para valores inferiores a 60 m2/g, a reactividade é directamente proporcional à ASE,

ou seja, quanto menor é a reactividade de uma amostra, menor é a ASE das partículas da mesma.

Comparando, também, a relação entre a reactividade e o rácio de aglomeração de partículas de cada

amostra, é apresentada a Figura 2.3. Os mesmos autores referem que, quanto menor for a aglomera-

ção de partículas, mais rápida é a hidratação.

Figura 2.2 - Área superficial específica de diferentes

amostras de MgO (adaptado de Jin e Al-Tabbaa,

2014a)

Figura 2.3 - Comparação entre a reactividade e o rá-

cio de aglomeração de partículas de cada amostra de

MgO (adaptado de Jin e Al-Tabbaa, 2014a)

Concluindo, quanto menor for a reactividade de uma amostra de MgO, mais demorada a sua hidrata-

ção. Assim, é perceptível que, quanto menor for a ASE das partículas de uma amostra, maior o aglo-

merado das mesmas partículas, resultando numa menor hidratação. Estes resultados estão de acordo

com as conclusões obtidas por Mo et al. (2010).

Ye e Troczynski (2006) também estudaram a variação da reactividade de diferentes amostras de MgO

e as suas consequências. A sua investigação englobou três tipos de misturas diferentes: a mistura I

era composta por alumina hidratada e light-burned MgO; a mistura II era constituída por alumina hidra-

tada e fused MgO (com pureza de 96-98%); e a mistura III era composta por alumina hidratada e dead-

burned MgO (com pureza de 98%).

Além das três misturas diferentes, os autores também analisaram a reactividade para dois tipos de

cura diferente: uma das curas foi feita durante 48 horas a 20 °C, selando a amostra em polietileno

0

20

40

60

80

100

120

140

Áre

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up

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cial

esp

ecíf

ica (

m2/g

)

Amostras calcinadas

0

200

400

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800

1.000

1.200

1 2 3 4 5 6 7 8

Rea

ctiv

idad

e (s

)

Rácio de aglomeração

13

(denominada pelos autores de hidratação A); a outra cura foi feita durante 48 horas a 20 °C, também

selada em polietileno, seguida de uma cura adicional de 12 horas a 110 °C numa câmara de pressão

a 34,5 kPa em autoclave - hidratação B.

Relativamente à hidratação A, os resultados obtidos foram uma perda de massa de 27,7, 4,4 e 3,2%

de light-burned MgO, dead-burned MgO e fused MgO, respectivamente. Relativamente à hidratação B,

os resultados obtidos para a mesma sequência de material foram 28,6, 24,8 e 26,9%.

Assim, é possível verificar que as misturas de dead-burned MgO e fused MgO apenas apresentaram

resultados semelhantes aos da mistura de light-burned MgO após a cura a altas temperaturas, ou seja,

este tipo de cura acelerou a hidratação dos MgO calcinados a altas temperaturas. Além disso, em ambas

as condições de cura, a mistura que sofreu maior hidratação foi a que incorporava light-burned MgO.

Estes resultados estão de acordo com os obtidos na investigação feita por Jin e Al-Tabbaa (2014a), uma

vez que light-burned MgO apresenta a menor temperatura de calcinação das três amostras estudadas.

Concluindo, Jin e Al-Tabbaa (2014a) e Ye e Troczynski (2006) verificaram que a temperatura de cal-

cinação tem uma forte influência no desenvolvimento da hidratação das partículas de MgO ao longo do

tempo. A reactividade aumenta com a diminuição da temperatura de calcinação, o que resulta numa

hidratação mais rápida e numa maior ASE.

2.4.2 Resistência mecânica

2.4.2.1 Agregados reciclados

Ledesma et al. (2014) estudaram a influência da incorporação de ARF no comportamento mecânico

em argamassas de cimento e verificaram que, até aos primeiros 28 dias, existe um aumento dos valores

de resistência, enquanto que, após este período de tempo, o aumento não é tão significativo (ver Figura

2.4).

Figura 2.4 - Resistência mecânica em AARF (adaptado de Ledesma et al., 2014)

Apesar de os valores da resistência à flexão das AARF não variarem significativamente em relação

aos valores da argamassa de referência, os seus valores da resistência à compressão são significati-

vamente maiores do que os da de referência. Tanto na resistência à compressão como na resistência

à flexão, a longo prazo, as argamassas que apresentam maior desenvolvimento mecânico são as que

têm um teor de finos até 5%.

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 50 100 150 200

Res

istê

nci

a à

fle

xão e

à c

om

pre

ssã

o

(MP

a)

Tempo de cura (dias)

A-100/0

F-95/05

G-90/10

H-80/20

I-60/40

Resistência à compressão

Resistência à flexão

14

Como justificação para esta variedade de valores, estes autores chegaram à conclusão de que a

incorporação de ARF (que neste estudo têm granulometria até 4 mm) vai originar um efeito de fíler

(preenchem os vazios existentes na argamassa, dando origem a um material mais denso do que o de

referência). Possivelmente, por essa razão, as argamassas que apresentaram melhores resultados

foram as com um teor de ARF até 10%, após o qual, o mesmo não ocorreu. Outra explicação para a

melhoria do desempenho foi a possibilidade de ter ocorrido reacções entre os restos de ligantes aderi-

dos aos AR utilizados e o novo cimento.

Zhao et al. (2015) não obtiveram os mesmos resultados do que os autores anteriores. A sua investigação

consistia em utilizar ARF com dois estados de saturação: ARF secos e ARF saturados. Os ARF usados

tinham tamanho máximo de 5 mm e foram divididos em diversas fracções (em mm): 0/0,63; 0,63/1,25;

1,25/2,5; 2,5/5. Assim sendo, a nomenclatura RM é referente a AARF, as letras D e S são referentes aos

estados de saturação (seco e saturado, respectivamente) e os valores 0,50, 0,55 e 0,60 correspondem à

relação a/l de cada tipo de argamassa.

A campanha experimental consistia em três fases: a primeira incidia sobre a influência do estado de

saturação dos ARF, a segunda sobre a influência da variação do teor de substituição de ANF por ARF

e a terceira era relativa à influência de cada fracção granular no desempenho das argamassas.

Relativamente à primeira fase da campanha, os autores concluíram que as resistências à flexão e à

compressão diminuíam com a incorporação de ARF, relativamente à argamassa de referência. É ainda

referido pelos autores que, enquanto a resistência à flexão de AARF que incorporam agregados secos

e saturados é muito semelhante, no que se refere à resistência à compressão, os valores mais elevados

são referentes a argamassas com agregados secos.

Estes valores, apresentados na Tabela 2.2, são justificados por Zhao et al. (2015) como sendo cau-

sados pela diferença de porosidade que existe entre ANF e ARF devida à presença de ligante original

aderido aos AR usados, o que faz com que a absorção de água e a porosidade desses agregados

aumente. Este aumento de porosidade origina um material menos denso e, consequentemente, com

menor capacidade resistente.

Tabela 2.2 - Resultados dos ensaios de resistência (adaptado de Zhao et al., 2015)

Ensaios CM-0,5-S CM-0,5-D RM-0,5-S RM-0,5-D RM-0,55-S RM-0,55-D RM-0,6-S RM-0,6-D

Resistência à flexão (MPa) 11,97 12,15 8,76 8,78 8,10 8,15 7,72 7,80

Resistência à compressão (MPa) 66,75 72,00 45,22 49,84 43,01 45,34 41,96 43,76

Na segunda fase da campanha experimental, os resultados obtidos demonstraram que existe uma

relação entre a quantidade de agregados reciclados usados e a variação da resistência mecânica das

argamassas (Figura 2.5). À medida que a substituição de ANF por ARF aumentou, os valores da resis-

tência à flexão e à compressão diminuíram. Na Figura 2.5, os valores 0,5 e 0,6 correspondem à relação

a/l utilizada nas argamassas.

Relativamente à última fase experimental, os resultados obtidos, em função da fracção granulométrica

analisada, são apresentados na Tabela 2.3. A fracção mais pequena dos ARF (0/0,63 mm) foi a que

apresentou maior influência no comportamento mecânico das argamassas. De facto, esta fracção é a

que contribui mais negativamente para esse parâmetro e esta situação é justificada pelos autores como

15

sendo devida à grande quantidade de pasta de cimento original aderida, à grande absorção de água e

às baixas propriedades mecânicas dos agregados.

Tabela 2.3 - Resultados dos ensaios de resistência na última fase (adaptado de Zhao et al., 2015)

Ensaios Argamassa de re-

ferência RM-0,5-

0/0,063 RM-0,5-

0,63/1,25 RM-0,5-

1,25/2,5 RM-0,5-2,5/5

Resistência à flexão (MPa) 11,01 10,19 9,66 9,83 11,22

Resistência à compressão (MPa) 63,71 45,55 52,54 52,22 58,32

Ensaios Argamassa de re-

ferência RM-0,6-

0/0,063 RM-0,6-

0,63/1,25 RM-0,6-

1,25/2,5 RM-0,6-2,5/5

Resistência à flexão (MPa) 9,95 9,24 9,67 9,77 10,38

Resistência à compressão (MPa) 53,74 44,29 50,06 50,85 52,08

Tal como Zhao et al. (2015), Khatib (2005) concluiu que a resistência à compressão de betões que

incorporam ARF vai diminuindo à medida que o teor de ARF aumenta. No seu estudo, foram definidos

como agregados finos todos aqueles que possuem uma granulometria inferior ou igual a 5 mm e a sua

origem poderia ser de alvenaria (fragmentos de tijolos, CB) ou betões já usados (fragmentação de

betões, CC). O betão de referência tem uma relação de 1/2/4 (cimento / agregados finos / agregados

grossos) e as taxas de substituição de ANF por ARF foram de 25, 50, 75 e 100%. A relação a/l de todas

as misturas foi de 0,5. Os autores apenas analisaram a variação da resistência à compressão em cada

um dos betões e os resultados obtidos são apresentados na Figura 2.6. Analisando a figura, é possível

concluir que, quanto maior for a taxa de substituição de ANF por ARF, maior será o decréscimo de

resistência à compressão, relativamente ao betão de referência.

Figura 2.5 - Resistência à compressão em AARF

(adaptado de Zhao et al., 2015)

Figura 2.6 - Resistência à compressão de betões

(adaptado de Khatib, 2005)

Concluindo, verifica-se uma diferença de resultados ao longo dos diversos estudos analisados. No

entanto, é possível concluir que todos os estudos indicam uma diminuição da capacidade de resistência

de argamassas ou betões com elevadas taxas de incorporação de ARF.

2.4.2.2 Óxidos de magnésio

Uma das desvantagens da utilização de outros materiais como ligante é a sua perda de resistência

mecânica. De modo a perceber o comportamento de MgO no que se refere à resistência à compressão,

y = -0,2567x + 68,036

R² = 0,9703

y = -0,1477x + 53,483

R² = 0,9221

20

30

40

50

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0 20 40 60 80 100 120

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nci

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com

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MP

a)

Agregados reciclados (%)

RM-0,5

RM-0,6

0

10

20

30

40

50

60

0 25 50 75 100

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão (

MP

a)


1 dia

7 dias

28 dias

90 dias

16

Mo et al. (2015) utilizaram quatro tipos de MgO com reactividades diferentes. Estas reactividades as-

sumiam os valores de 50, 100, 200 e 400 segundos e as percentagens de MgO em cada um dos tipos

de amostras estava compreendida entre 88,5 e 90,3%. Assim sendo, os autores analisaram quatro

amostras de argamassas de cimento, em que cada uma incorporava 8% de um dos tipos de MgO,

levando à denominação de PCM50, PCM100, PCM200 e PCM400. Além disto, todas as amostras apre-

sentavam uma relação a/l de 0,5.

Os resultados obtidos pelos autores são apresentados na Figura 2.7 e na Figura 2.8 (resistência à

compressão e à flexão, respectivamente), sendo PC a argamassa de referência. É possível observar

na Figura 2.7 que as argamassas com incorporação de MgO na sua constituição apresentam valores

mais reduzidos de resistência à compressão, relativamente à argamassa de referência. Esta diferença

de valores não é tão significativa nos primeiros dias de cura mas vai gradualmente aumentando à me-

dida que a cura se prolonga no tempo. Segundo os autores, esta redução de resistência deveu-se à

diminuição da quantidade de cimento nas argamassas, uma vez que houve uma substituição parcial

da quantidade desse material por MgO.

Figura 2.7 - Resistência à compressão de argamas-

sas com incorporação de MgO (adaptado de Mo et

al., 2015)

Figura 2.8 - Resistência à flexão de argamassas

com incorporação de MgO (adaptado de Mo et al.,

2015)

Comparando os tipos de MgO utilizados em função dos valores de resistência obtidos, é possível

verificar-se que, aos 90 dias, quanto mais reactivo o MgO incorporado como ligante na argamassa de

cimento, maior a diferença de valores em relação à argamassa de referência, isto é, quanto mais reac-

tivo o MgO, maior redução é verificada nos valores de resistência à compressão.

Relativamente à Figura 2.8, a tendência verificada para o decrescimento na resistência à compressão

ao longo do tempo não se mantém para a resistência à flexão. Ao longo do tempo de cura, é possível

verificar que os valores de resistência da argamassa de referência e das restantes são muito seme-

lhantes, havendo apenas aos 90 dias um ligeiro decréscimo dos valores de resistência das segundas.

Ao contrário do que se verificou na resistência à compressão, no que concerne à utilização de MgO

não se verificou qualquer variação significativa.

Jin e Al-Tabbaa (2014b) estudaram a influência da incorporação de MgO em argamassas de cimento

através do desenvolvimento da resistência por meio da reacção de MgO com sílica. Para tal, usaram

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão (

MP

a)

Misturas

3 dias 28 dias 90 dias

0

2

4

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8

10R

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tên

cia à

fle

xão (

MP

a)

Misturas


17

duas amostras de MgO em que a principal diferença era a quantidade que cada uma tinha de óxido de

cálcio (CaO) - a amostra MgO-1 tinha o dobro da quantidade do que a amostra MgO-2.

Quanto aos tipos de sílica, os autores utilizaram dois tipos de sílica, sendo que a principal diferença

entre ambos é o seu grau de cristalinidade: Q (com maior cristalinidade); e MS. Os autores referem que

Q só foi utilizada em amostras que continham MgO-2 para demonstrar que MgO reactivo e sílica cris-

talina reagem muito lentamente. Por essa mesma razão, a quantidade de Q foi mantida constante nas

amostras.

A composição de cada um dos materiais utilizados assim como a composição das argamassas estu-

dadas são apresentadas nas Tabelas 2.4 e 2.5, respectivamente.

Tabela 2.4 - Características dos óxidos de magnésio e das sílicas utilizadas (adaptado de Jin e Al-Tabbaa,

2014b)

Composição química MgO-1 MgO-2 Q MS

MgO (%) 94 93,2 <0,05 0,5

CaO (%) 2 0,9 <0,02 1,2

Fe2O3 (%) 0,7 0,5 0,08 1

Al2O3 (%) - 0,22 0,34 1

Na2O (%) - - <0,05 0,5

K2O (%) - - 0,04 1

C (%) - - - 2

SiO2 (%) 1 0,9 99,3 93

Perda de ignição (%) 2 2,6 - 3

Reactividade (s) 976 100,4 - -

Tabela 2.5 - Composição das argamassas estudadas (segundo Jin e Al-Tabbaa, 2014b)

Amostra

Percentagem, em peso (%) A/L

MgO Sílica

M1 100 0 0,48

M1MS15 85 15 0,591

M1MS30 70 30 0,701

M1MS50 50 50 0,787

M2 100 0 0,52

M2MS15 85 15 0,624

M2MS30 70 30 0,729

M2MS50 50 50 0,869

MSQ50 50 50 0,4

Os resultados obtidos na análise do desenvolvimento de resistência ao longo do tempo, relativamente

à amostra MgO-1, são apresentados na Figura 2.9. É possível verificar que os ganhos iniciais de resis-

tência das amostras são muito lentos. De facto, uma vez que o MgO-1 tem uma reactividade bastante

reduzida, a sua velocidade de hidratação vai ser reduzida, o que levou a que a amostra que apenas

continha MgO-1 não desenvolvesse resistência suficiente após 48 horas e se desintegrasse após o

desmolde.

À medida que o teor em MS nas amostras vai aumentando, o seu ganho de resistência também au-

menta. Segundo os autores, isto deveu-se às reacções entre a MS e o MgO. Apesar das interacções

entre os dois materiais, após dois meses de cura, verifica-se uma estabilização / diminuição na sua

resistência. Isto deve-se ao facto de estas interacções se esgotarem após este período de tempo e o

18

tratamento por imersão a que são sujeitos faz com que haja uma dissolução dos produtos de hidratação

e, consequentemente, uma diminuição da sua resistência.

Os resultados obtidos relativamente à amostra MgO-2 são apresentados na Figura 2.10. É visível uma

melhoria significativa na resistência destas amostras relativamente às que contêm MgO-1 que, maiori-

tariamente, se deve à variação da reactividade entre as duas. Exemplo disto é o facto de a amostra

que apenas contém MgO-2 não se ter desintegrado, o que mostra um ganho de resistência muito mais

rápido do que as amostras com o MgO-1.

Figura 2.9 - Resistência à compressão de argamas-

sas com incorporação de MgO-1 (adaptado de Jin e

Al-Tabbaa, 2014b)

Figura 2.10 - Resistência à compressão de arga-

massas com incorporação de MgO-2 (adaptado de

Jin e Al-Tabbaa, 2014b)

Os restantes resultados seguem a tendência verificada para a amostra anterior, com a excepção da

amostra que contém Q. O facto de esta apresentar menor resistência do que a amostra que apenas

continha MgO-2 fez os autores concluírem que a interacção entre MgO e Q é reduzida.

Tran e Scott (2016) também analisaram a resistência mecânica de misturas cimentícias por meio da

reacção química de MgO com sílica. Foi utilizado light-burned MgO e para relações de massa de

MgO/SiO2 de 40/60, 50/50 e 60/40 foram consideradas relações molares Mg/Si de 1,00, 1,50 e 2,25.

Os autores referiram que, quanto maior a percentagem de sílica, relativamente à percentagem de MgO,

mais facilmente se forma M-S-H. Em contrapartida, maiores percentagens de MgO originam o aumento

da densidade da mistura, uma vez que as partículas de MgO são mais grossas do que as de sílica,

sendo que estas últimas provocam uma diminuição da trabalhabilidade. Assim sendo, é necessária

maior quantidade de água adicional em misturas com altas percentagens de sílica, de modo a manter

a mesma trabalhabilidade em todas as relações de MgO/SiO2 analisadas, o que, segundo os autores,

faz com que a resistência mecânica dessas misturas seja menor.

Os valores da resistência à compressão das três relações de MgO/SiO2 analisadas são apresentados

na Figura 2.11. Esta permite observar que, quanto menor a percentagem de sílica, maior a capacidade

resistente da mistura. Os autores referem que esta tendência se deve à finura das partículas, à baixa

densidade e à maior quantidade de água adicional de que a sílica necessita. Desta forma, o aumento

da percentagem de sílica provoca o aumento da porosidade da mistura, a diminuição da baridade, além

de reduzir a formação de brucite e de aumentar a formação de M-S-H. De facto, Tran e Scott (2016)

0

2

4

6

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10

12

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18

20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão (

MP

a)


M1MS15

M1MS30

M1MS50

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão (

MP

a)


M2 M2MS15

M2MS30 M2MS50

MSQ50

19

referiram que, quando a percentagem de sílica é elevada, o maior produto de hidratação é o gel M-S-

H. Uma vez que este gel está, possivelmente, associado a um aumento do desempenho mecânico,

Zhang et al. (2014) referem que a diminuição da resistência dessas misturas se deve à baixa densidade

da mistura.

Figura 2.11 - Relação entre a resistência à compressão e a percentagem de incorporação de SiO2 (adaptado de

Tran e Scott, 2016)

Também Choi et al. (2014) conceberam uma investigação na qual se estudou a influência de MgO

como constituinte do ligante, calcinado a uma temperatura de 1000 °C. Nesta campanha experimental,

existiram quatro amostras de betão: duas delas com uma relação de a/l de 0,65 e as duas restantes

com um valor de 0,48. A dimensão máxima de agregados usados nas primeiras duas era de 40 mm e

nas duas últimas de 25 mm. As taxas de incorporação de MgO nos dois tipos de amostras de betão

foram de 0 (amostras de referência) e 5%. As características de cada uma das amostras são apresen-

tadas na Tabela 2.6.

Tabela 2.6 - Características dos betões estudados (adaptado de Choi et al., 2014)

Mistura a/l (%) Massa (kg/m3)

Água Cimento Cinzas volantes MgO Agregados finos Agregados grossos

65-M0 65

175,0 215,4 53,8 0,0 928,7 900,2

65-M5 175,0 201,9 53,8 13,5 928,9 900,3

48-M0 48

165,0 275,0 68,8 0,0 837,6 942,3

48-M5 165,0 257,8 68,8 17,2 837,8 942,6

Os resultados obtidos ao longo do tempo de cura (540 dias) são apresentados na Tabela 2.7. Na fase

inicial de cura (nos primeiros 28 dias), as amostras com MgO apresentaram menores valores de resis-

tência relativamente aos das misturas de referência. Segundo os autores, esta diferença pode ser ex-

plicada pela hidratação lenta que caracteriza o MgO utilizado. Tal como descrito no subcapítulo 2.4.1,

quanto maior for a temperatura de calcinação, menos reactivo é o MgO, o que faz com que a sua

hidratação ao longo do tempo seja mais retardada. Desta forma, a menor resistência é explicada por

não haver a mesma quantidade de cimento hidratado que existe nas amostras de referência e por essa

diferença de quantidade não ser compensada pela existência de MgO, uma vez que a falta de hidrata-

ção do óxido implica a existência de pouca quantidade de brucite na amostra.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

60 50 40

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão (

MP

a)

SiO2 (%)

20

Apesar disto, e após 56 dias de cura, é possível verificar um aumento de resistência nas amostras

que incorporam MgO relativamente betões de referência. Este aumento sugere uma maior quantidade

de produtos de hidratação do MgO e que a quantidade de brucite em ambas as amostras aumentou

substancialmente.

Tabela 2.7 - Resistência à compressão (segundo Choi et al., 2014)

Mistura Resistência à compressão (MPa)

7 dias 28 dias 56 dias 90 dias 180 dias 360 dias 540 dias

65-M0 9,0 14,0 17,6 22,6 24,7 25,9 27,0

65-M5 7,8 13,5 18,0 23,0 25,2 26,5 27,8

48-M0 18,7 27,5 35,4 38,9 46,1 47,4 47,8

48-M5 17,6 25,1 34,9 39,2 46,6 48,1 48,5

Concluindo, o desempenho mecânico de argamassas e betões que incorporam MgO como ligante é

muito variado pois depende de factores como: a temperatura de calcinação do óxido; a relação água /

ligante (a/l); a percentagem de substituição de cimento; e, até, a utilização de adições ricas em sílica.

No entanto, na generalidade, tal como referido no subcapítulo 2.3, a substituição de cimento por MgO

causa perda de desempenho mecânico, principalmente, no que concerne à resistência à flexão.

O comportamento dos materiais dos artigos apresentados, excepto o realizado por Mo et al. (2015),

não reflectem o comportamento das argamassas que se irão estudar na presente dissertação uma vez

que não se irá usar qualquer adição. No entanto, esses artigos foram considerados importantes para

demonstrar a reactividade do MgO com a sílica, o que poderá levar ao aumento de resistência das

misturas resultantes.

2.4.2.3 Interacção entre os agregados reciclados e o óxido de magnésio

Relacionando as características de argamassas resultantes da utilização de MgO como ligante com

as resultantes da incorporação de ARF, é possível deduzir-se que a sua incorporação em simultâneo

irá provocar uma perda significativa do desempenho mecânico das argamassas.

2.4.3 Módulo de elasticidade


Argamassas ou betões que não fendilhassem quando sujeitos a um carregamento seriam os materiais

ideais para se utilizar em construção. Além das vantagens que isso teria esteticamente, seria ainda

mais importante no que concerne à sua permeabilidade e comportamento estrutural (Silva et al., 2016).

Tendo isto em conta, Neno et al. (2014) analisaram a influência de AR no módulo de elasticidade de

argamassas e os resultados obtidos são apresentados na Tabela 2.8. Tendo em conta que foram ana-

lisadas argamassas, o desejável seria que o módulo de elasticidade diminuísse. Assim, apesar de a

diferença de valores não ser acentuada, Neno et al. (2014) concluíram que a substituição de AN por

ARF prejudica esse parâmetro. Segundo os autores, esta variação de valores poderá ter uma causa

principal: o efeito de fíler. Uma vez que o peneiro com granulometria mais pequena utilizado foi o de

#100 (0,149 mm), não houve qualquer separação de material abaixo deste diâmetro. Assim sendo,

enquanto a percentagem de areia natural abaixo deste valor foi de 0,64%, a quantidade de ARF utili-

zado abaixo deste valor foi de 10,49%. Deste modo, é perceptível que, com a substituição de areia por

21

ARF, tenha existido um aumento na densidade e uma diminuição dos vazios nas argamassas. Conclu-

indo, verifica-se que o módulo de elasticidade de argamassas aumenta à medida que o teor de ARF,

como substitutos de ANF, vai aumentando (devido ao efeito de filer).

Tabela 2.8 - Resultados referentes ao módulo de elasticidade (segundo Neno et al., 2014)

Argamassa Módulo de elasticidade (GPa) Desvio-padrão (GPa)

A0 7,07 0,46

A20 8,25 0,38

Khatib (2004) também ensaiou as suas amostras de betão de modo a determinar o seu módulo de

elasticidade. Os resultados apresentados na Tabela 2.9 mostram que a utilização de ARF em betões

provoca uma diminuição do módulo de elasticidade. Além disto, o autor também conclui que, quanto

maior for a substituição de ANF por ARF, maior é a redução do módulo de elasticidade.

Evangelista e de Brito (2007) obtiveram resultados semelhantes numa campanha experimental envol-

vendo a utilização de ARF com granulometria entre 0,074 e 1,19 mm e provenientes da fragmentação

de betões. Foram produzidas seis amostras de betão, sendo que as taxas de substituição de ANF por

ARF foram as seguintes: 0 (betão de referência), 10, 20, 30, 50 e 100%. As características de cada

amostra são apresentadas na Tabela 2.10.

Tabela 2.9 - Resultados referentes ao módulo de elasticidade (adaptado de Khatib, 2004)

Mistura Nomenclatura Módulo de elasticidade dinâmico (GPa)

1 dia 7 dias 28 dias 90 dias

M1 Referência 36,5 45,0 48,1 48,3

M2 CC25 30,0 38,5 44,7 44,7

M3 CC50 29,2 37,0 42,5 43,4

M4 CC75 27,9 36,2 42,3 42,5

M5 CC100 27,2 31,4 39,1 40,4

Tabela 2.10 - Características dos betões estudados (segundo Evangelista e de Brito, 2007)

Misturas RC C10R C20R C30R C50R C100R

Substituição (%) 0 10 20 30 50 100

Cimento CEM I 42,5R (kg) 380 380 380 380 380 380

Água (L) 155,8 160,6 165,4 170,2 175,6 180,9

Relação a/l 0,41 0,42 0,44 0,44 0,45 0,45

Relação a/l (efectiva) 0,41 0,42 0,43 0,44 0,45 0,45

ANF (kg) 668 598 529 460 327 0

ARF (kg) 0 52 103 154 254 509

Agregado grosso 1 (kg) 409 407 404 402 400 400



Superplastificante (kg/m3) 4,9 4,9 4,9 4,9 4,9 4,9

Relativamente ao módulo de elasticidade, os autores apenas analisaram os valores correspondentes

ao betão de referência, ao betão com 30% de ARF (C30R) e ao betão com total substituição de ANF

por ARF (C100R), sendo que os resultados obtidos foram 35,5, 34,2 e 28,9 GPa, respectivamente.

A utilização de ARF resultou numa redução do módulo de elasticidade e, quanto maior foi a quantidade

de agregados reciclados usados, maior foi o valor dessa redução.

22

Uma vez que o módulo de elasticidade do betão é influenciado pela rigidez dos AG, da argamassa

utilizada e pela porosidade e coesão de ambos (Neville, 1995 e Coutinho e Gonçalves, 1994 apud

Evangelista e de Brito, 2007), Evangelista e de Brito (2007) sugeriram que, para baixas quantidades de

ARF, o valor do módulo de elasticidade das amostras de betão não deve ser significativamente influ-

enciado.


Ao longo dos anos, não se tem dado muita atenção à influência da utilização de MgO na variação do

módulo de elasticidade das argamassas ou betões. Apesar de não ter sido encontrado qualquer estudo

que tenha investigado a influência deste material, como ligante, no módulo de elasticidade de materiais

cimentícios, Choi et al. (2014) estudaram a porosidade e o desempenho mecânico de betões que in-

corporam MgO.

Tal como referido no subcapítulo 2.4.2.2, os autores verificaram que a resistência à compressão das

amostras que incorporam MgO foi superior à de referência.

Além do aumento da resistência à compressão, Choi et al. (2014) também observaram uma diminui-

ção da porosidade das argamassas que incorporam MgO, em comparação com a verificada na de

referência.

Assim sendo, poderá especular-se que o aumento da resistência à compressão e a diminuição da

porosidade das amostras que incorporam MgO indica um potencial aumento do módulo de elasticidade

das mesmas. Deste modo e baseando-se nos resultados observados no estudo realizado pelos auto-

res, deduz-se a incorporação de MgO em misturas cimentícias poderá ser benéfica para o seu módulo

de elasticidade.



as resultantes da incorporação de ARF, poderá deduzir-se que a redução do módulo de elasticidade

de amostras de betão poderá ser compensada pela incorporação de MgO como ligante nas mesmas.

A redução do módulo de elasticidade apenas não se verificou no estudo desenvolvido por Neno et al.

(2014) devido à ocorrência de efeito de filer.

2.4.4 Retracção


Ledesma et al. (2014) estudaram as propriedades de argamassas com incorporação de ARF. A sua

investigação consistiu na produção de cinco argamassas com uma substituição parcial de ANF por ARF

de 0 (argamassa de referência), 5, 10, 20 e 40%. Os agregados reciclados finos usados tinham granu-

lometria máxima de 4 mm e as argamassas tinham um traço volumétrico de 1/7 (cimento / agregados).

Os resultados obtidos por estes autores diferem dos da maioria dos outros autores, uma vez que não

houve qualquer variação significativa na retracção das AARF em relação à argamassa de referência. Estes

resultados podem ser observados na Figura 2.12. Ledesma et al. (2014) referem duas explicações possíveis

para esta diferença de resultados em relação ao expectável. A primeira deve-se ao facto de se ter utilizado

uma argamassa com um tipo de cimento CEM-IV com 29% de cinzas volantes e baixo calor de hidratação.

Segundo os autores, isto difere dos outros estudos na medida em que é comum usar-se cimentos CEM-I

23

ou CEM-II, que se caracterizam por terem tempo de presa menor e maiores retracções. A segunda explica-

ção é referente ao facto de se ter utilizado uma relação a/l efectiva igual em todas as misturas.

Este conceito de relação água / ligante efectiva já foi estudado e aplicado por alguns autores, tais como

Ferreira et al. (2011), e baseia-se na aceitação da maior absorção de água por parte dos AR. Desta forma,

se se quiser produzir diferentes argamassas com diferentes teores de AR na sua constituição, de modo

a manter a consistência e a trabalhabilidade em todas, a quantidade de água utilizada vai variando (sendo

que maiores teores de utilização de AR implicam maiores quantidades de água utilizadas). Assim, a quan-

tidade de água livre nas argamassas vai ser diferente inicialmente mas, após a absorção por parte dos

AR utilizados, a relação a/l efectiva será aproximadamente igual em todas as amostras.

De modo a verificar a influência de substituições de maiores quantidades de ANF por ARF, Neno et

al. (2014) também estudaram o comportamento estrutural de AARF. Na sua campanha experimental,

foram produzidas quatro argamassas, sendo que a substituição de areia por ARF se fez em quatro

teores: 0 (argamassa de referência), 20, 50 e 100%. Os agregados finos são definidos como tendo uma

granulometria máxima de 4 mm e foi usado uma proporção volumétrica de 1/4 (cimento / agregados).

A a/l para cada percentagem de substituição foi a seguinte: 1,21 (para a argamassa de referência);

1,31 (para 20%); 1,30 (para 50%) e 1,27 para (100%).

Uma vez que a retracção poderá ser influenciada por uma secagem excessiva, é importante analisar

a variação da secagem e em que momento é que esta é mais abrupta, sendo que existiu um aumento

na perda de água à medida que o teor de agregados reciclados aumentou (Figura 2.13).

Figura 2.12 - Retracção das AARF (adaptado de Le-

desma et al., 2014)

Figura 2.13 - Secagem de AARF ao longo do tempo

(adaptado de Neno et al., 2014)

No que diz respeito à retracção, os resultados obtidos são apresentados na Figura 2.14. É possível

observar um aumento significativo na retracção da argamassa com incorporação de 20% de ARF. Se-

gundo os autores, este aumento deve-se aos restos de ligante original aderidos aos agregados recicla-

dos usados e às partículas recicladas terem maior capacidade de absorção de água e serem mais

porosas, o que faz com que a argamassa resultante da incorporação desses agregados tenha menor

rigidez do que a de referência e, consequentemente, apresente maior retracção.

Concluindo, são apresentadas duas análises diferentes por parte dos dois autores. Enquanto na pri-

meira investigação a utilização de relações água / ligante efectivas semelhantes resulta numa retracção

-3,0

-2,5

-2,0

-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0 100 200 300 400

Vari

açã

o d

imen

sio

nal

(mm

/m)

Tempo (dias)

A-100/0

F-95/05

G-90/10

H-80/20

I-60/40

0

5

10

15

20

25

0 20 40 60 80 100 120 140

Per

da d

e ág

ua (

g/m

m2)

Tempo (min0,5)

A0

A20

A50

A100

24

semelhante em todas as amostras, na segunda investigação o mesmo não acontece, ou seja, a retrac-

ção aumenta à medida que a percentagem de utilização de AR aumenta. Tal como referido no subca-

pítulo 2.2, os resultados obtidos por Neno et al. (2014) relativamente à retracção de argamassas com

AR estão de acordo com a literatura.

Figura 2.14 - Retracção de AARF (segundo Neno et al., 2014)


Uma das maiores vantagens das argamassas que utilizam MgO como constituinte do ligante é a di-

minuição da retracção devido à compensação dada pela expansão das partículas de MgO.

De modo a verificar este parâmetro, Mo et al. (2012) estudaram a variação dimensional resultante da

incorporação de MgO em misturas de cimento de Portland. Parte da investigação consistiu na utilização

de 5 e 8% de MgO (em massa de cimento) em duas misturas de cimento de Portland e numa mistura de

referência. O MgO utilizado foi sujeito a uma temperatura de calcinação de 1100 °C e tinha uma pureza

de 92%.

Observando os resultados obtidos, apresentados na Figura 2.15, é possível verificar que o cimento de

referência apresentou grande retracção inicial (até aos 20 dias) e estabilizou ao longo do tempo. Segundo

o autor, esta retracção deve-se à hidratação do cimento, ou seja, à sua retracção autogénea uma vez que

os produtos resultantes desta hidratação ocupam menor volume do que os seus reagentes.

Figura 2.15 - Variação dimensional de AARF (adaptado de Mo et al., 2012)

-0,016

-0,014

-0,012

-0,010

-0,008

-0,006

-0,004

-0,002

0,000

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Vari

açã

o d

imen

sio

nal

(%)

Tempo (dias)

A0

A20

-400

-200

0

200

400

600

800

1.000

1.200

0 60 120 180 240 300 360 420 480 540

Ex

pan

são (

10

-6)


Referência

5% MEA

8% MEA

25

Após esta maior retracção inicial, a hidratação do MgO ao longo do tempo faz com que haja um equi-

líbrio entre a retracção inicial verificada e a expansão resultante dessa hidratação. Assim, para a mis-

tura que incorpora 8% de MgO, foram necessários 21 dias para que a expansão das partículas do óxido

compensasse a retracção inicial, enquanto a mistura com 5% de MgO necessitou de 55 dias para o

mesmo resultado.

Concluindo, tal como se verificou na investigação levada a cabo por Gao et al. (2013), quanto maior

for a quantidade de MgO usada, maior é a expansão observada na argamassa resultante.

Outra variável que Mo et al. (2012) estudaram foi a retracção devido à variação de temperatura ao

longo da cura de betão e a compensação deste parâmetro por parte do MgO.

Na análise à relação entres este dois factores, é possível observar um aumento abrupto inicial na

temperatura e a sua diminuição após os 16 dias. Assim, os Mo et al. (2012) referem que a retracção

obtida no cimento de referência durante esse período de tempo inicial é resultante da hidratação do

cimento e do decréscimo da temperatura. Por oposição, as misturas que incorporavam cimento e MgO

como ligante não sofreram qualquer retracção, antes pelo contrário. Com o aumento da temperatura,

estas misturas apresentaram elevada expansão. Desta forma, foi possível aos autores concluir que a

expansão resultante do aumento da temperatura foi consideravelmente maior do que a retracção de-

vida a esse aumento, resultando numa ausência de retracção.

A mesma relação de proporcionalidade se verifica com a diminuição de temperatura nas fases iniciais

da cura, ou seja, quanto maior for a queda de temperatura, menor é a expansão (podendo mesmo

resultar em retracção). Segundo os autores, esta possível retracção dever-se-á ao facto de a hidratação

do MgO ainda não ser suficiente para fazer a sua compensação, devido à idade pouco avançada da

cura. Pelo contrário, em idades mais avançadas, os autores referem que, com a diminuição gradual da

temperatura do betão, existe tempo suficiente para que a hidratação do MgO origine suficiente expan-

são de modo a haver compensação.

Outro facto a realçar ao longo da análise deste estudo é a elevada temperatura de calcinação do MgO

utilizado. Este facto, tal como referido no subcapítulo 2.4.1, faz com que a reactividade do MgO utilizado

não seja muito elevada, o que diminui a sua velocidade de hidratação e, consequentemente, resulta numa

expansão mais tardia do que seria desejada.

Então, os resultados obtidos por Mo et al. (2012) estão em concordância com os estudos feitos por Jin

e Al-Tabbaa (2014a) e Ye e Troczynski (2006).

Gao et al. (2013) produziram onze misturas de betão. Nestas onze misturas, seis eram denominadas

misturas C onde a substituição de cimento por MgO tomou valores de 6, 8 e 10% (em massa), excluindo

o betão de referência. As outras cinco misturas eram denominadas misturas H (sendo que apresenta-

vam maior trabalhabilidade do que as misturas C) e tiveram substituições parciais de cimento por MgO

de 6 e 8% (em massa), excluindo o betão de referência. Além da substituição parcial de cimento por

MgO, também existiu substituição de cimento por cinzas volantes. A constituição de todas as misturas

é apresentada na Tabela 2.11.

Enquanto para as misturas C se utilizou um tipo de MgO (com 49,09% de MgO e 40,06% de CaO),

designado E1 pelos autores, para as misturas H utilizou-se um MgO diferente (E2, com 90,2% de MgO).

Ambos têm origem natural.

26

Em todos os tipos de misturas, não se verificou qualquer tipo de retracção. Desta forma, a retracção

expectável sem a utilização de MgO foi compensada com a hidratação, e consequente expansão (tal

como explicado no subcapítulo 2.3), das partículas de MgO. Assim sendo, enquanto nas misturas de

referência existiu retracção, nas restantes existiu expansão. Os resultados obtidos são apresentados

na Figura 2.16 e na Figura 2.17 (para as misturas C e H, respectivamente). Os autores realçam que a

expansão inicial, em ambos os tipos de betões, é muito mais significativa do que no restante tempo.

De facto, desde o dia 1 até ao dia 180, a expansão das misturas C aumentou 64% enquanto nos

restantes 180 dias apenas aumentou 5%. A mesma tendência se verificou para as misturas H.

Tabela 2.11 - Composição dos betões analisados (kg/m3) (segundo Gao et al., 2013)

Número Cinzas

volantes MgO Cimento Água Superplastificante Areia

Agregados

5-10 (mm)

10-16 (mm)

C1 0 0 240 160 1,2 752 494 734

C2 0 14,4 240 160 1,2 752 494 734

C3 0 19,2 240 160 1,2 752 494 734

C4 0 24 240 160 1,2 752 494 734

C5 72 24 168 160 1,2 752 494 734

C6 120 24 120 160 1,2 752 494 734

H1 0 0 210 103 2,4 705 685 685

H2 0 12,6 210 103 2,4 705 685 685

H3 0 16,8 210 103 2,4 705 685 685

H4 63 12,6 147 103 2,4 705 685 685

H5 105 12,6 105 103 2,4 705 685 685

Figura 2.16 - Variação dimensional de betões con-

vencionais com incorporação de MgO (adaptado de

Gao et al., 2013)

Figura 2.17 - Variação dimensional de betões hi-

dráulicos com incorporação de MgO (adaptado de

Gao et al., 2013)

Outra conclusão dos autores é referente à quantidade de MgO utilizada. É perceptível a diferença

existente entre as curvas e a sua relação com a percentagem, em massa, de MgO utilizado. Assim,

Gao et al. (2013) concluíram que a expansão depende da quantidade de MgO utilizado, ou seja, quanto

maior for a substituição de cimento por MgO, maior é a expansão que o betão sofre.



as resultantes da incorporação de ARF, é possível deduzir-se que a utilização dos dois materiais na

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

0 60 120 180 240 300 360

Ex

pan

são (

10

-6)

Tempo (dias)

0% E1

6% E1

8% E1

10% E1

-20

-10

0

10

20

30

40

50

0 60 120 180 240 300 360

Ex

pan

são (

10

-6)

Tempo (dias)

0% E2

6% E2

8% E2

27

mesma argamassa pode diminuir significativamente os valores de retracção da mesma, ou até mesmo

causar a sua expansão (comparando com os valores de referência). Estes dois comportamentos ba-

seiam-se na capacidade que o MgO tem para expandir e, consequentemente, compensar a retracção

que o CP tende a ter, magnitude da qual aumenta com a utilização de ARF, devido à sua baixa rigidez.

2.4.5 Carbonatação


Um dos principais factores prejudiciais à durabilidade de betões estruturais é a carbonatação. Desta

forma, o estudo da influência dos AR neste parâmetro é fundamental para determinar o grau do declínio

do desempenho.

Evangelista e de Brito (2010) analisaram este parâmetro e os resultados obtidos estão representados

na Figura 2.18, relacionando a quantidade de ANF substituída com a profundidade de carbonatação

em cada mistura ao longo do tempo. Verifica-se que existe uma relação quase linear entre os valores

de incorporação de ARF e a profundidade de carbonatação. De facto, à excepção dos valores para 7

dias de cura, à medida que a quantidade de ANF substituída por ARF aumenta, a profundidade de

carbonatação também aumenta.

No entanto, não se verificou a mesma tendência no estudo levado a cabo por Levy e Helene (2004).

A sua investigação era relativa a variadas famílias de betão (com agregados finos, grossos, provenien-

tes da fragmentação de betão ou de alvenaria). Relativamente aos agregados reciclados finos prove-

nientes da fragmentação de betão já usado, a sua granulometria máxima era de 2,4 mm e foram usadas

três relações a/l diferentes: 1/3; 1/4,5; e 1/6. As taxas de substituição, em massa, de ANF por ARF

foram de 0 (referência), 20, 50 e 100%. Os resultados obtidos são apresentados na Figura 2.19.

Figura 2.18 - Profundidade de carbonatação em be-

tões com ARF (adaptado de Evangelista e de Brito,

2010)

Figura 2.19 - Profundidade de carbonatação em be-

tões com incorporação de ARF (adaptado de Levy e

Helene, 2004)

A tendência geral que se observa é a diminuição da profundidade de carbonatação à medida que

a quantidade de ARF usado aumenta, para a mesma resistência do material de referência. Este

comportamento é explicado pelos autores como sendo devido à quantidade de cimento de que be-

tões de agregados reciclados necessitam para ter a mesma resistência do que os de referência.

Este aumento na quantidade de cimento faz com que haja uma maior quantidade de hidróxido de

y = -0,0039x + 2,0105

y = 0,0265x + 2,4165

y = 0,0277x + 2,655

y = 0,041x + 6,291

0

2

4

6

8

10

12

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção (

mm

)


7 dias 14 dias 21 dias 91 dias

0

4

8

12

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção (

mm

)

ARF (%)

20 Mpa

30 MPa

40 Mpa

28

cálcio (Ca(OH)2), que irá atrasar o processo de carbonatação e, por isso, a despassivação das ar-

maduras para que haja corrosão. Por esta razão, Levy e Helene (2007) referem que a profundidade

de carbonatação depende principalmente da constituição química do betão e não do seu comporta-

mento físico.

Concluindo, à medida que a taxa de ARF na constituição dos betões aumenta, a sua susceptibili-

dade à carbonatação também aumenta. Este facto apenas não é directamente verificado na inves-

tigação de Levy e Helene (2004) pois o seu parâmetro de comparação foi manter a resistência em

todas as amostras (aumentando a quantidade de cimento) e não apenas variar a quantidade de

substituição de ARF por ANF.


Mo e Panesar (2012) estudaram certas propriedades relacionadas com a durabilidade de argamassas

e chegaram à conclusão de que a utilização de MgO origina um melhor comportamento da resistência

à carbonatação do material. Os autores referem que a carbonatação da brucita (Mg(OH)2) em magne-

site (MgCO3) faz com que se reduza a porosidade capilar e a conectividade entre poros. Desta forma,

é criada uma “barreira” à penetração da carbonatação, uma vez que esta depende da porosidade do

material e, também, se substitui directamente um material carbonatável - Ca(OH)2 - por outro - Mg(OH)2.

Tal como Mo e Panesar (2012), também Choi et al. (2014) estudaram a carbonatação de betões que

incorporam MgO. Os resultados obtidos são apresentados na Figura 2.20 e Figura 2.21 (para uma

relação a/l de 0,65 e 0,48, respectivamente).

Figura 2.20 - Profundidade de carbonatação de be-

tões com incorporação de MgO com a/l de 0,65

(adaptado de Choi et al., 2014)

Figura 2.21 - Profundidade de carbonatação de be-

tões com incorporação de MgO com a/l de 0,480

(adaptado de Choi et al., 2014)

Em ambas as figuras, a profundidade de carbonatação entre as amostras de referência e as que têm

uma taxa de incorporação de 5% de MgO, aos 28 dias, é muito semelhante. No que se refere aos

valores obtidos no fim de 360 dias de cura, esta semelhança já não se verifica. Os betões que incorpo-

ram 5% de MgO apresentam uma carbonatação mais superficial do que os betões de referência. Assim

sendo, a utilização de MgO como ligante em betões apresenta vantagens em termos de carbonatação

ao longo do tempo. Tal como referido no subcapítulo 2.4.3.2, a utilização de MgO faz com que a poro-

sidade do betão diminua (segundo a investigação destes mesmos autores). Sendo a porosidade um

0

10

20

30

40

0 40 80 120 160 200

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção (

mm

)

Tempo de exposição (dias)

65-M0-28

65-M5-28

65-M0-360

65-M5-360

0

5

10

15

20

0 40 80 120 160 200

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção (

mm

)

Tempo de exposição (dias)

48-M0-28

48-M5-28

48-M0-360

48-M5-360

29

factor importante para a difusão do CO2 na microestrutura do betão, é fácil de concluir que a diminuição

deste parâmetro implica uma diminuição da penetração da carbonatação.



as resultantes da incorporação de ARF, é possível supor que, devido às características opostas que

ambas apresentam, haverá uma compensação entre o mau desempenho à carbonatação por parte de

ARF e o razoável desempenho à carbonatação por parte de MgO. No entanto, a utilização de ARF

apresenta maior influência do que a utilização de MgO, ou seja, prevê-se que o comportamento das

argamassas seja sempre pior do que a de referência. A compensação entre os dois materiais depen-

derá, principalmente, dos teores de incorporação de cada um.

2.4.6 Absorção de água por capilaridade


Segundo Silva et al. (2016), a capacidade de absorção de um material é um importante indicador da

capacidade de poros não saturados em absorver e drenar água através da sua capilaridade. Por esta

razão, é considerada um importante factor para analisar a durabilidade do material.

Evangelista e de Brito (2010) estudaram a influência dos ARF na absorção por capilaridade do betão

e os resultados são apresentados na Figura 2.22. Os autores explicam os resultados obtidos como

sendo devidos à criação de maior quantidade de poros e ao incremento do seu tamanho com a utiliza-

ção de ARF, relativamente ao betão de referência. Estas consequências são devidas à maior porosi-

dade intrínseca dos próprios agregados reciclados utilizados. A tendência verificada nesta figura é a de

que a absorção de água aumenta à medida que a taxa de substituição de ANF por ARF aumenta. O

estudo realizado por Evangelista e de Brito (2010) e o de Fan et al. (2016) apresentam a mesma ten-

dência de resultados. Os ARF utilizados neste estudo tinham dimensão máxima de 4,75 mm e os re-

sultados obtidos, em função da percentagem de substituição de agregados naturais por agregados

reciclados, são apresentados na Figura 2.23.

Figura 2.22 - Absorção por capilaridade de betões

com incorporação de ARF (segundo Evangelista e de

Brito, 2010)

Figura 2.23 - Absorção capilar de betões com incor-

poração de ARF (adaptado de Fan et al., 2016)

0

1

2

3

4

5

0 20 40 60 80 100

Ab

sorç

ão (

x1

0-4

g/(

mm

2.h

0,5

))


2

4

6

8

10

12

14

0 25 50 75 100

Ab

sorç

ão (

%)


AR1

AR2

BR1

BR2

30

Tal como demonstrado no estudo feito por Evangelista e de Brito (2010), a tendência dos resultados

é a de aumentar a capacidade de absorção de água à medida que a taxa de incorporação de ARF nas

argamassas aumenta. Esta tendência é justificada pelos autores como sendo devida à maior capaci-

dade de absorção que os agregados reciclados apresentam relativamente aos agregados naturais. Por

esta mesma razão, e por R1 ter maior capacidade de absorção do que R2, para a mesma relação de

a/l, a absorção de betões com agregados R1 é maior do que com agregados R2.

No que se refere às diferentes relações a/l entre os dois tipos de betões, é de realçar a maior absorção

de água por capilaridade em betões com uma maior relação a/l (0,55) relativamente aos restantes.

Assim, conclui-se que, quanto maior for o teor de ARF utilizados nas argamassas, maior a absorção

de água por capilaridade.


Uma das principais causas referidas no subcapítulo 2.4.6.1 para o aumento da absorção de água por

capilaridade foi o incremento da porosidade dos materiais que utilizavam agregados reciclados.

A influência da utilização de MgO na porosidade de argamassas e betões já foi referida ao longo do

subcapítulo 2.4.3.2 e a conclusão foi a seguinte: a porosidade diminuía a longo prazo com percentagens

de incorporação de 5% de MgO, comparando com a amostra de referência.

Assim sendo, e uma vez que não existem estudos sobre a influência da utilização de MgO neste

parâmetro, é possível deduzir que, com a diminuição da porosidade dos materiais que incorporem este

ligante, a sua absorção de água também vai decrescer.



as resultantes da incorporação de ARF, é possível deduzir-se que, devido às características opostas

que ambas apresentam, poderá haver um equilíbrio entre a grande absorção de água por capilaridade

por parte dos ARF e a redução da porosidade na incorporação de MgO. Tal como referido ao longo

deste subcapítulo, este equilíbrio dependerá das percentagens de incorporação de cada um dos mate-

riais nas argamassas.

31

3 Campanha experimental

3.1 Introdução

Neste capítulo, estão definidas as diferentes fases do plano experimental, são referidas as caracterís-

ticas dos diferentes constituintes das argamassas e também é feita a descrição da composição e o

método de produção das mesmas. Além disso, também é referido como os provetes foram moldados

e curados e quais os ensaios realizados para caracterização dos agregados e das argamassas, quer

no estado fresco quer no endurecido.

Todos os ensaios foram realizados no Laboratório de Construção, do Departamento de Engenharia

Civil, Arquitectura e Georrecursos (DECivil), do Técnico de Lisboa.

3.2 Plano experimental

A campanha experimental foi dividida em três fases. A primeira fase consistiu na identificação das

principais características dos constituintes das argamassas. A segunda e terceira fases consistiram na

realização de ensaios às argamassas, no estado fresco e no endurecido, respectivamente.

Toda a informação referente às diferentes fases da presente investigação, aos ensaios realizados e

às normas consideradas em cada ensaio é apresentada nas Tabelas 3.1, 3.2 e 3.3. É de realçar que

os tipos de cura são devidamente definidos no subcapítulo 3.2.4. Apenas se produziram três provetes

para cada ensaio, na 3ª fase experimental, por indicação nas normas dos respectivos ensaios.

Tabela 3.1 - Ensaios realizados na 1ª fase experimental

Tabela 3.2 - Ensaios realizados na 2ª fase experimental

Ensaio Material Norma considerada

Consistência Argamassas no estado fresco EN 1015-3 (1999)

Massa volúmica Argamassas no estado fresco EN 1015-6 (1999)

Tabela 3.3 - Ensaios realizados na 3ª fase experimental (1ª parte)

Ensaio Material Idades (dias)

Nº de pro-vetes

Norma considerada Cura

Módulo de elasti-cidade

Argamassas no estado en-durecido

3 3

E 187601 (2010) Tipo A

7 3

14 3

28 3

56 3

91 3

3.2.1 Constituintes das argamassas

Por norma, uma argamassa tradicional é constituída por areia natural, água e um ligante (que pode

ser constituído por um ou mais materiais). As argamassas produzidas na presente investigação tam-

bém incorporaram ARF e MgO. Enquanto os ARF foram utilizados como substituição (parcial ou total)

de areia natural, o MgO foi utilizado como ligante, em substituição parcial de cimento.

Ensaio Material Norma considerada

Análise granulométrica Areia natural e ARF EN 1015-1 (1998)

Massa volúmica e massa volúmica aparente Areia natural EN 1097-6 (2000) e 1097-3 (2002)

ARF Rodrigues et al. (2013) e 1097-3 (2002)

Absorção de água Areia natural EN 1097-6 (2000)

ARF Rodrigues et al. (2013)

32

Tabela 3.3 - Ensaios realizados na 3ª fase experimental (continuação)

Ensaio Material Idades (dias)

N.º de provetes

Norma conside-rada

Cura

Resistência à flexão e à compressão


3 3

EN 1015-11 (1999) Tipo A

7 3

14 3

28 3

56 3

91 3

Carbonatação Argamassas no estado en-

durecido

28 3 E 391 (1993) Tipo B

91 3

Absorção de água por capilaridade


28 3 EN 1015-18 (2002) Tipo A

Retracção Argamassas no estado en-

durecido - 2

prEN 1015-13 (1993)

Tipo C

3.2.1.1 Cimento

O cimento utilizado nos ensaios experimentais realizados é o CEM I 42,5R (produzido pela Secil). As

características químicas e físicas do cimento são apresentadas em Anexos – Tabelas A e B. Foi deter-

minada a distribuição granulométrica das partículas de cimento com recurso à difracção a laser.

3.2.1.2 Agregados (naturais e reciclados)

Os agregados reciclados utilizados nas argamassas desta investigação são provenientes da britagem

de betão fornecido pela Secil / Unibetão. Este betão foi fornecido cinco meses antes do início da inves-

tigação, foi regado após a descofragem do mesmo e curado num ambiente externo e coberto com

membranas impermeáveis de modo a evitar evaporação excessiva. As características pretendidas são

apresentadas na Tabela 3.4.

Tabela 3.4 - Características do betão

Ensaiando os agregados reciclados finos utilizados à difracção por raios-x, foi identificada uma ele-

vada percentagem de carbono na composição química dos mesmos (cerca de 17%).

Relativamente aos agregados naturais, a areia fina utilizada tem origem em Sesimbra enquanto a

areia grossa tem origem no Seixal. Ambos os tipos de areia já são considerados lavados e as caracte-

rísticas de cada uma delas são apresentadas nas Tabelas 3.5, 3.6, 3.7 e 3.8.

Tabela 3.5 - Características da areia fina

Propriedades EN 13139

Dimensão nominal (d/D) 0/2

Massa volúmica (Mg/m3)

Material impermeável 2,63

Partículas secas em estufa 2,60

Partículas saturadas 2,61

Absorção de água (%) 0,4

Teor de finos Categoria 1

Teor de cloretos (%) ≤ 0,01

Características do betão Classificação

Classe de resistência C 30/37

Classe de exposição ambiental X0

Teor de cloretos CL 0,40

Dimensão máxima dos agregados (mm) 22

Classe de consistência S2

33

Tabela 3.6 - Características da areia grossa

Propriedades EN 13139

Dimensão nominal (d/D) 0/4

Massa volúmica (Mg/m3)

Material impermeável 2,61

Partículas secas em estufa 2,59

Partículas saturadas 2,60

Absorção de água (%) 0,4

Teor de finos Categoria 1

Teor de cloretos (%) ≤ 0,01

Tabela 3.7 - Distribuição granulométrica da areia

fina (% de material passado)

Peneiro (mm)

Valores típicos (%)

Limites mínimos

(%)

Limites máximos

(%)

10 100 - -

8 100 - -

6,3 100 - -

4 100 100 100

2 100 95 100

1 99 79 100

0,5 78 - -

0,25 18 0 43

0,125 1 - -

0,063 0,2 0 3

Tabela 3.8 - Distribuição granulométrica da areia

grossa (% de material passado)

Peneiro (mm)

Valores típicos (%)

Limites mínimos

(%)

Limites máximos

(%)

10 100 - -

8 100 100 100

6,3 99 98 100

4 97 92 99

2 82 62 99

1 47 27 67

0,5 15 - -

0,25 4 0 24

0,125 2 - -

0,063 0,7 0 3

3.2.1.3 Água

A água utilizada é proveniente da rede pública e a quantidade adicionada à mistura é função da tra-

balhabilidade pretendida para a argamassa (ajustada recorrendo ao ensaio de consistência, no estado

fresco), tendo sempre em conta uma relação a/l efectiva de 0,5.


Foram utilizados dois tipos de MgO diferentes. O MgO austríaco foi disponibilizado pela empresa

Styromag e é denominado A. O MgO grego foi fornecido pela empresa Grecian Magnesite S.A. e é

denominado G. Ambos os óxidos são considerados light-burned MgO, segundo a caracterização de Jin

e Al-Tabbaa (2014a), devido à sua temperatura de calcinação (entre 800 e 1000 °C).

A caracterização de cada MgO foi realizada com recurso a difracção de raios-x e a sua distribuição

granulométrica com recurso a difracção a laser.

3.2.2 Composição das argamassas

Ao longo da campanha experimental, foram produzidas e ensaiadas diversas argamassas, em que na

sua composição varia o tipo de MgO utilizado, a percentagem de incorporação desse MgO e a percen-

tagem de incorporação de ARF. Para além destas argamassas, foi também produzida uma argamassa

de referência, apenas constituída por areia natural, água e cimento (identificada como A-0-0).

Todas as argamassas produzidas têm traço volumétrico 1:3 (cimento / areia) e a sua composição

baseou-se no método proposto por Nepomuceno (2005).

A substituição de areia natural por ARF foi feita em três percentagens diferentes: 0, 50 e 100%. A

substituição parcial de cimento por MgO foi executada em quatro percentagens diferentes (0, 10, 15 e

20%) e a identificação de cada um dos dois óxidos utilizados depende do seu país de fabrico. Assim

34

sendo, a denominação das argamassas constituídas por cada um dos MgO é AA e AG, para argamas-

sas que incorporam MgO austríaco e grego, respectivamente, e a identificação de cada família de ar-

gamassa produzida são apresentadas na Tabela 3.9.

Tabela 3.9 - Identificação de todas as argamassas produzidas

Identificação das argamassas % MgO % ARF

A-0-0 0

0 AA/AG-0-10 10

AA/AG-0-15 15

AA/AG-0-20 20

AA/AG-50-0 0

50 AA/AG-50-10 10

AA/AG-50-15 15

AA/AG-50-20 20

AA/AG-100-0 0

100 AA/AG-100-10 10

AA/AG-100-15 15

AA/AG-100-20 20

3.2.3 Produção de argamassas

As argamassas foram produzidas segundo a norma europeia EN 1015-2 (1998). Devido ao programa

automático da misturadora, os tempos de amassadura foram ligeiramente diferentes aos referidos na

norma. O procedimento adoptado foi o seguinte:

introduziu-se no recipiente da misturadora os constituintes sólidos e a água;

colocou-se o recipiente na misturadora e ligou-se o programa automático do equipamento;

após 30 segundos com movimento lento, adicionaram-se os agregados durante 30 segundos;

em seguida, iniciou-se o movimento rápido;

após 30 segundos, desligou-se a misturadora e retirou-se o material aderente às paredes do

recipiente; o repouso da argamassa durou 90 segundos;

após esses 90 segundos, iniciou-se novamente o movimento rápido, que durou 60 segundos.

3.2.4 Preparação dos provetes e condições de cura

A preparação de provetes prismáticos, de acordo com a EN 1015-11 (1999), adoptou o seguinte procedi-

mento:

em primeiro lugar, limparam-se e lubrificaram-se os moldes com óleo mineral;

colocou-se a argamassa no molde (cada molde é composto por três provetes de 160 × 40 ×

40 mm) numa camada até, aproximadamente, metade da altura dos provetes e compactada

25 vezes com um pilão;

em cada um dos lados do molde, deram-se quatro pancadas, de forma a reduzir-se os vazios;

colocou-se outra camada até ao topo do molde e compactou-se com o mesmo procedimento;

após a compactação, alisou-se a superfície de modo a retirar a argamassa em excesso.

Após a preparação dos provetes, estes terão que ter as condições de cura adequadas a cada ensaio.

Assim sendo, submeteram-se os provetes a três condições de cura diferentes:

cura tipo A - nos dois primeiros dias, os provetes foram submetidos a uma temperatura de

20 ± 2 º∁ e a uma humidade relativa de 95 ± 5%; no segundo dia, os provetes foram desco-

frados e mantiveram-se as mesmas condições de cura durante cinco dias; após o sétimo dia,

35

e durante o restante tempo, submeteram-se os provetes a uma humidade relativa de 65 ± 5%

com a mesma temperatura;

cura tipo B - nos dois primeiros dias, os provetes foram submetidos a uma temperatura de 20

± 2 º∁ (durante 28 dias) e a uma humidade relativa de 95 ± 5%; no segundo dia, os provetes

foram descofrados e colocados na câmara húmida (humidade relativa de 100%); ao fim de 14

dias, os provetes foram retirados da câmara húmida e submetidos a uma humidade relativa de

50 ± 5%; após 14 dias, colocaram-se os provetes na câmara de carbonatação onde ficaram

expostos a uma temperatura de 23 ± 3 º∁, a uma humidade relativa entre 55 e 65% e a uma

concentração de CO2 de 5 ± 0,1%;

cura tipo C - nos dois primeiros dias, os provetes foram submetidos a uma temperatura de 23 ±

2 º∁ (constante durante toda a cura) e a uma humidade relativa de 95 ± 5%; no segundo dia, os

provetes foram descofrados e submetidos a uma humidade relativa de 50 ± 5% no resto da cura.

Devido às características do cimento utilizado (referidas nos subcapítulo 3.2.1.1), a descofragem foi

executada após um dia de cura, ao invés dos dois dias referidos nas normas.

3.3 Ensaios aos agregados

3.3.1 Análise granulométrica

A análise granulométrica permite determinar a dimensão das partículas sólidas de um material e a

frequência com que ocorrem num dado intervalo de tamanho de partículas. A realização deste ensaio

ajuda a compreender o comportamento e a influência da areia na estrutura porosa da argamassa.

Foi realizada a análise granulométrica da areia natural (tanto da areia fina - 0/1 - como da areia grossa -

0/4) e dos ARF, e o método adaptado na execução da mesma seguiu a norma europeia EN 1015-1 (1998).

Equipamento:

O equipamento necessário para a realização do ensaio foi:

estufa;

balança com precisão até 0,1 g;

peneiros de malha quadrada (a Tabela 3.10 apresenta as aberturas dos peneiros utilizados);

máquina de vibração horizontal.

Tabela 3.10 - Abertura dos peneiros (segundo a norma EN1015 – 1, 1998)

Abertura dos peneiros (mm)

8,000

4,000

2,000

1,000

0,500

0,250

0,125

0,063

Procedimento:

O procedimento adoptado para a realização do ensaio foi:

36

secou-se a amostra (cerca de 3 kg) numa estufa à temperatura de 105 ± 5 °C durante 48 horas;

encaixaram-se os peneiros uns nos outros, de modo a que o peneiro de cima tivesse sempre

malha com abertura superior ao que se encontrava imediatamente abaixo;

introduziu-se a amostra no peneiro de malha superior e colocou-se o conjunto de peneiros em

vibração horizontal, numa máquina apropriada para esse fim;

passado aproximadamente um minuto, desligou-se a vibração e pesou-se a massa de agre-

gados retida em cada peneiro.

Resultados:

A percentagem retida em cada peneiro é dada pela Equação 3.1.

% retida =mpeneiro

mtotal

× 100% Equação 3.1

sendo,

% retida - percentagem retida em cada peneiro (%);

mpeneiro - massa obtida em cada peneiro (kg);

mtotal - massa total da amostra (kg).

Determinada a percentagem de material retida em cada peneiro e as percentagens acumuladas, tra-

çou-se a curva granulométrica do agregado. Uma vez que na presente investigação apenas se utilizou

ARF, só foram analisados os agregados reciclados com granulometria inferior a 4 mm. Ao contrário do

que está descrito na norma, também não se analisa a distribuição granulométrica das partículas com

granulometria inferior a 0,125 mm uma vez que na presente investigação não se faz a distinção das

partículas de tamanho inferior a esse valor.

3.3.2 Massa volúmica e massa volúmica aparente

Tanto a massa volúmica dos agregados como a sua massa volúmica aparente (baridade) são impor-

tantes na constituição das argamassas. Enquanto a primeira influencia a massa volúmica da própria

argamassa, a baridade, além de influenciar o desempenho mecânico dos materiais, permite converter

traços volumétricos para traços em massa e, desta forma, determinar as quantidades necessárias (em

peso) de agregados naturais e reciclados nas argamassas.

Relativamente aos ARF, este ensaio foi realizado segundo Rodrigues et al. (2013) e permitiu determi-

nar as duas propriedades em estudo. Foi considerado este estudo, ao invés da norma EN 1097-6

(2000), uma vez que apresenta, segundo Rodrigues et al. (2013), vantagens como, por exemplo, a

reduzida aglomeração de material fino, que facilita a libertação de bolhas de ar durante o teste (devido

ao uso de hexametafosfato de sódio, ou comercialmente conhecido como Calgon).

Relativamente aos AN, o ensaio foi realizado segundo a norma EN 1097-6 (2000).

Equipamento:


picnómetro;

hexametafosfato de sódio em pó;

água destilada;

37

estufa ventilada a 110 ± 5 ºC;

filtro de papel;

peneiro de malha quadrada com abertura 0,063 mm;

balança com precisão até 0,1 g;

secador de ar quente.

Procedimento:


preparou-se e pesou-se, pelo menos, 1,5 kg do material, tendo sido retiradas as partículas

com granulometria superior a 4 mm e inferior a 0,063 mm;

imergiu-se, durante 24 horas, o material numa solução de hexametafosfato de sódio com con-

centração de 1 g/L;

decantou-se grande parte da solução e secou-se a amostra com recurso a ar quente;

quando seca, colocou-se, pelo menos, 1 kg da amostra num tabuleiro e registou-se a massa (M1);

colocou-se o material novamente no picnómetro; este tem que ser preenchido com a solução

de hexametafosfato de sódio até ao topo;

colocou-se o picnómetro em água morna (22 ºC) durante 24 horas; ao longo deste tempo,

garantiu-se a libertação das bolhas de ar que restam no material;

secou-se o exterior do picnómetro e registou-se a sua massa (M2);

registadas as massa do peneiro com abertura 0,063 mm e do filtro de papel, colocou-se o

segundo no fundo do primeiro, ao longo de toda a sua extensão;

removeu-se todo o material do interior do picnómetro para o interior do peneiro de modo a

que o filtro consiga colectar todas as partículas sólidas da amostra;

colocou-se o peneiro na estufa a 110 ± 5 ºC;

encheu-se o picnómetro com a solução e, após a sua secagem exterior, registou-se a massa (M3);

garantida a massa constante do peneiro com a amostra no seu interior, registou-se essa massa;

a esta pesagem foi deduzida a massa do peneiro e do filtro de papel, dando origem a M4.

O procedimento adoptado para os AN é igual ao descrito exceptuando a utilização de hexametafosfato

de sódio.

Resultados:

A massa volúmica aparente, a massa volúmica das partículas secas em estufa e a massa volúmica

das partículas saturadas com superfície seca são determinadas (em kg/dm3) recorrendo às Equações

3.2, 3.3 e 3.4, respectivamente.

𝜌𝑎 =𝑀4

𝑀4 − (𝑀2 − 𝑀3)/𝜌𝑤

Equação 3.2

𝜌𝑟𝑑 =𝑀4

𝑀1 − (𝑀2 − 𝑀3)/𝜌𝑤

Equação 3.3

𝜌𝑠𝑠𝑑 =𝑀1

𝑀1 − (𝑀2 − 𝑀3)/𝜌𝑤

Equação 3.4

sendo 𝜌𝑤 a densidade da solução de hexametafosfato de sódio (em kg/dm3), assumindo-se que apre-

senta, aproximadamente, o mesmo valor do que a densidade da água a 20 ºC.

38

Relativamente à baridade dos agregados (reciclados e naturais), foi usada a norma europeia NP EN

1097-3 (2002).

Equipamento:


recipiente metálico de volume variável em função da máxima dimensão do agregado a ensaiar

(Tabela 3.11); caso a dimensão máxima do agregado não seja nenhuma das referidas na

tabela, deve-se executar uma interpolação entre os valores mais próximos;

estufa ventilada a 110 ± 5 ºC;

balança com precisão até 0,1 g.

Tabela 3.11 - Capacidade do recipiente em função da dimensão dos agregados (segundo a norma EN NO

1097-3, 2002)

Máxima dimensão (mm) Capacidade do recipiente (L)

63 20

32 10

16 5

8 3

≤ 4 1

Procedimento:


após a amostra ter sido seca em estufa até ter atingido massa constante, retirou-se a amostra

e deixou-se arrefecer até à temperatura ambiente;

pesou-se o recipiente metálico e registou-se a sua massa (MA);

encheu-se o recipiente de agregados até transbordar;

alisou-se o topo do recipiente removendo o excesso de agregados e pesou-se o conjunto;

registou-se a sua massa (MB).

Resultados:

A baridade do agregado ensaiado foi determinada através da Equação 3.5.

𝜌𝑏 =𝑀𝐵 − 𝑀𝐴

𝑉× 100 Equação 3.5

sendo:

𝑉 - volume do recipiente metálico (dm3);

𝑀A - massa do recipiente metálico vazio (kg);

𝑀B - massa do recipiente cheio com agregados (kg).

Foram ensaiadas três amostras por cada tipo de agregado. O valor da baridade desse material é a

média dos resultados das três amostras.

3.3.3 Absorção de água

O ensaio de absorção de água, nomeadamente em agregados reciclados, é importante na medida em

que permite determinar a quantidade de água absorvida durante a amassadura e, desta forma, com-

pensar essa absorção de modo a garantir as características que se pretendem para a argamassa.

39

Relativamente aos ARF, tal como referido no subcapítulo 3.3.2, considerou-se o estudo realizado por

Rodrigues et al. (2013) em detrimento da norma EN 1097-6 (2000), uma vez que o mesmo permite

obter resultados ao longo de toda a duração do ensaio (24 horas) e não apenas o resultado absoluto

após as 24 horas. Esta diferença de procedimento é importante, pois permite determinar a quantidade

de água absorvida nos primeiros instantes do ensaio, quantidade essa que terá de ser compensada de

modo a manter a relação a/l efectiva que se deseja.

Relativamente aos AN, considerou-se a norma europeia EN 1097-6 (2000).

Equipamento:


picnómetro;

hexametafosfato de sódio em pó;

água destilada;

forno a 110 ± 5 ºC;

filtro de papel;

peneiros de malha quadrada com abertura 0,063 e 0,044 mm;

peneiro de fundo;

cronómetro;

balança hidrostática;

secador de ar quente.

Procedimento:

Parte do procedimento é o descrito no subcapítulo 3.3.2. O restante procedimento do ensaio foi:

preparou-se, pelo menos, 1 kg de amostra do material segundo a norma EN 932-1 e colocou-

se no forno a secar;

após secagem, retirou-se a amostra do forno e registou-se a sua massa (Mseca);

colocou-se a amostra no peneiro de fundo, misturando com a solução de hexametafosfato de

sódio (com concentração de 1 g/L); iniciou-se a contagem do tempo no cronómetro;

após colocar o peneiro de abertura 0,044 mm como tampa, pousou-se o conjunto na balança

hidrostática, no interior do tanque; registou-se a massa após o valor estar estabilizado (M0);

registou-se a variação da massa do conjunto ao longo de 24 horas, sendo que se regista o valor

a cada 2 minutos nos primeiros 10 minutos, a cada 5 minutos nos 20 minutos seguintes, a cada

10 minutos nos 30 minutos seguintes, a cada 15 minutos na hora seguinte, a cada hora nas 9

horas seguintes e o valor da massa final após 24 horas do instante inicial (M24); o conjunto dos

peneiros deve ser agitado regularmente para permitir a libertação de bolhas de ar;

retirou-se o conjunto do tanque, removeu-se todos os agregados do interior dos peneiros,

colocou-se estes últimos no interior do tanque e registou-se a sua massa (Meq).

O ensaio de absorção de água de AN segue o mesmo procedimento adoptado para o ensaio da massa

volúmica destes mesmos agregados, referido no subcapítulo 3.3.2.

40

Resultados:

A massa da amostra nas leituras inicial e final do ensaio foi determinada através das Equações 3.6 e

3.7, respectivamente.

𝑀𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙 = 𝑀0 − 𝑀𝑒𝑞 Equação 3.6

𝑀𝑓𝑖𝑛𝑎𝑙 = 𝑀24 − 𝑀𝑒𝑞 Equação 3.7

Relativamente à absorção de água, enquanto o resultado absoluto é determinado após a execução

do procedimento referido no subcapítulo 3.3.2, recorrendo à Equação 3.8, o valor de absorção do ma-

terial entre o instante inicial e o instante final do procedimento referido neste subcapítulo é determinado

pela Equação 3.9. De realçar que relativamente aos AN, apenas se considerou a Equação 3.8.

𝐴24ℎ =100 × (𝑀1 − 𝑀4)

𝑀4 Equação 3.8

𝐴𝑒𝑞 =𝑀𝑓𝑖𝑛𝑎𝑙 − 𝑀𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙

𝑀𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙

Equação 3.9

Dado que o registo inicial da massa do conjunto dos peneiros apenas foi realizado ao fim de 2 ou 3 minutos

de ensaio (tempo despendido para colocar o conjunto no tanque e o valor da sua massa estabilizar), o valor

da absorção inicial da amostra pode ser determinado através da Equação 3.10. Além disto, se se pretender

determinar o valor da absorção de água em qualquer instante, terá de se recorrer à Equação 3.11.

𝐴𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙 = 𝐴24 − 𝐴𝑒𝑞 Equação 3.10

𝐴𝑡 =𝑀𝑡 − 𝑀𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙

𝑀𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙

Equação 3.11

3.4 Ensaios de argamassas no estado fresco

Quando as argamassas estão no estado fresco, é importante realizar diversos ensaios de modo a

controlar, por exemplo, a sua trabalhabilidade ou a sua massa volúmica.

3.4.1 Consistência

Nesta investigação, um dos critérios importantes na formulação das argamassas é a manutenção da

relação água / ligante efectiva. Desta forma, determinou-se a consistência das argamassas segundo a

norma europeia EN 1015-3 (1999).

Estipulou-se, também, que a trabalhabilidade das argamassas deveria ser 200 ± 15 mm.

Equipamento:

O equipamento necessário para a realização deste ensaio foi:

mesa de espalhamento (Figura 3.1);

molde cónico truncado;

colher de pedreiro;

pilão;

craveira;

pano húmido e seco.

Procedimento:

O procedimento adoptado para a realização do ensaio foi o seguinte:

41

antes do ensaio, limpou-se com um pano a superfície do disco e as bordas do molde;

centrou-se o molde no disco da mesa de espalhamento e colocou-se a argamassa em duas

camadas, cada uma compactadas por 10 pancadas com o pilão;

retirou-se a argamassa em excesso com uma espátula, limpou-se a área livre do disco e secou-

se, com especial cuidado, de forma a remover toda a água ao redor da borda inferior do molde;

após aproximadamente 15 segundos, levantou-se o molde, verticalmente e lentamente, e es-

palhou-se a argamassa no disco por gravidade e por rotação manual do manípulo através de

15 pancadas com uma frequência constante de cerca de uma por segundo;

com recurso à craveira, mediu-se o diâmetro (em mm) da argamassa espalhada em quaisquer

duas direcções perpendiculares.

Legenda: 4 - Molde cónico truncado;

1 - Suporte; 5 - Disco de espalhamento;

2 - Haste rotativa com manípulo; 6 - Mesa de prato rígida;

3 - Acessório de levantamento; 7 - Câmara de levantamento.

Figura 3.1 - Representação da mesa de espalhamento (segundo a norma EN 1015-3, 1999)

Resultados:

O resultado deste ensaio corresponde à média das duas medições realizadas. No caso de os valores

individuais variarem menos de 10% da média, esta média corresponde ao valor da consistência da

argamassa. Se a referida variação for superior a 10%, o ensaio é repetido, utilizando-se a mesma

amostra. Se estes novos resultados divergirem da média menos de 10%, considera-se esta nova média

como o valor da consistência da argamassa. Se tal não se verificar, estas medições são consideradas

insatisfatórias, sendo o ensaio repetido com uma nova amostra.

3.4.2 Massa volúmica

Este ensaio é executado de acordo com a norma EN 1015-6 (1998) e tem como objectivo verificar a

influência dos diversos constituintes na massa volúmica da argamassa, no estado fresco.

Equipamento:


recipiente metálico cilíndrico, com capacidade de 1 L;

espátula;

colher de pedreiro;

balança com precisão de 0,1 g.

42

Procedimento:


pesou-se o recipiente metálico;

encheu-se o mesmo recipiente até cerca de metade da sua capacidade e compactou-se com

10 pancadas realizadas a partir da oscilação do recipiente (em lados alternados);

encheu-se o recipiente até à sua capacidade máxima e compactou-se da mesma forma;

retirou-se a argamassa excedente, recorrendo à espátula, limpou-se a parte de fora do reci-

piente e pesou-se.

Resultados:

Este ensaio determina, de forma rápida, a massa volúmica de uma argamassa em pasta através do

quociente entre a massa de uma amostra desta e o volume por si ocupado, recorrendo à Equação 3.12.

𝜌𝑚 =m2 − m1

V𝑉

Equação 3.12

sendo,

𝜌𝑚 - massa volúmica da argamassa em pasta (g/dm3);

m1 - massa do recipiente metálico (g);

m2 - massa do recipiente metálico e do total de argamassa em pasta contida no seu interior (g);

V𝑉 - volume da argamassa contido no interior do recipiente, que é idêntico à sua capacidade

máxima (1 L).

3.5 Ensaios de argamassas no estado endurecido

3.5.1 Resistência à flexão

O ensaio de resistência à flexão permite avaliar a influência do MgO e dos ARF no desempenho mecâ-

nico das argamassas. Este ensaio foi realizado tendo em conta a norma europeia EN 1015-11 (1999).

Equipamento:

O equipamento necessário para a realização deste ensaio foi a máquina de ensaios.

Procedimento:


após a cura (Tabela 3.3), colocaram-se os provetes sobre os cilindros de apoio da máquina

de ensaios, de forma a que estes ficassem perpendiculares ao seu eixo longitudinal;

aplicou-se uma carga concentrada a meio vão (aproximadamente), uniforme, com valores com-

preendidos no intervalo de 10 a 50 N/s de modo a que a rotura ocorra no intervalo de 30 a 90 s;

anotou-se o valor máximo da carga aplicada (em N).

Resultados:

A resistência à flexão foi determinada recorrendo à Equação 3.13.

𝑓 = 1,5𝐹𝑙

𝑏𝑑2 Equação 3.13

sendo,

𝑓 - resistência à flexão (MPa);

𝐹 - carga máxima aplicada (N);

43

𝑙 - distância entre apoios (mm);

𝑏 - largura do prisma (mm);

𝑑 - espessura do prisma (mm).

Segundo a norma europeia, o valor da resistência à flexão de cada provete é arredondado a 0,05

N/mm2 e a média dos valores é arredondada a 0,1 N/mm2.

3.5.2 Resistência à compressão

O ensaio de resistência à compressão também permite avaliar a influência do MgO e dos ARF no

desempenho mecânico das argamassas. Este ensaio foi realizado tendo em conta a norma europeia

EN 1015-11 (1999).

Equipamento:

O equipamento necessário para a realização deste ensaio foi a máquina de ensaios.

Procedimento:


após a cura (Tabela 3.3) e terem sido ensaiados à flexão, colocaram-se os semi-prismas (re-

sultantes desse mesmo ensaio) sobre o acessório adequado para o ensaio;

aplicou-se uma carga uniforme com uma velocidade compreendida no intervalo de 50 a 500

N/s a fim de a rotura ocorrer num período de 30 a 90 s;

anotou-se o valor máximo de carga aplicada (em N).

Tendo em conta as características das argamassas, e de modo a que a duração do ensaio fosse a espe-

cificada na norma europeia considerada, aplicou-se uma carga uniforme com velocidade de 1000 N/s.

Resultados:

A resistência à compressão é determinada recorrendo à Equação 3.14.

𝑓 =𝐹

𝐴 Equação 3.14

sendo,

𝑓 - resistência à compressão (MPa);

𝐹 - carga máxima aplicada (N);

𝐴 - área da zona comprimida (mm2).

Segundo a norma europeia considerada, o valor da resistência à compressão de cada provete é ar-

redondado a 0,05 N/mm2 e a média dos valores é arredondada a 0,1 N/mm2.


A determinação do módulo de elasticidade das argamassas permite avaliar a capacidade destas para

absorver tensões e fornece uma estimativa relativamente à sua resistência à fendilhação.

Este ensaio foi realizado em consideração com o descrito na norma ASTM E 1876-1 (2010). O proce-

dimento descrito nesta norma não permite determinar directamente o módulo de elasticidade de cada

provete, mas sim a sua frequência de ressonância. A determinação do módulo de elasticidade dinâmico

é feita recorrendo a um programa computacional adequado.

Equipamento:


44

balança com precisão de 0,1 g;

craveira;

máquina de ensaios;

sensor de impulsos;

martelo impulsor;

sistema de apoios.

Procedimento:


após a cura (Tabela 3.3), foram registadas as massas dos provetes;

foram registadas as dimensões dos provetes;

as frequências de ressonância dos provetes foram determinadas de quatro modos diferentes:

modo de vibração em flexão (Figura 3.2a); modo de vibração em flexão, a 90º (Figura 3.2b);

modo de vibração em torção (Figura 3.2c); modo de vibração longitudinal (Figura 3.2d).

Em cada ponto de medição, repetiu-se o ensaio até se obter cinco leituras consecutivas que tenham

uma variação inferior a 1% entre si.

a) b) c) d)

Figura 3.2 - Modos de medição da frequência de ressonância: a) em flexão, b) em flexão a 90º, c) em torção e

d) longitudinal

Resultados:

O valor da frequência de ressonância em cada ponto de medição corresponde à média das cinco leituras.

O valor do módulo de elasticidade dinâmico é determinado recorrendo a um programa de computador.

Para tal, tem que se introduzir os seguintes dados de cada provete: massa, dimensões e valores das

frequências de ressonância em cada ponto medido. A Equação 3.15 é aquela que o programa consi-

dera no cálculo do parâmetro (em Pa).

𝐸 = 0,9465 (𝑚.𝑓𝑓

2

𝑏) (

𝐿3

𝑡3) 𝑇1 Equação 3.15

sendo,

𝑚 – massa do provete (g);

𝑓𝑓 – frequência de ressonância de flexão do provete (Hz);

𝑏 – largura do provete (mm);

𝐿 – comprimento do provete (mm);

𝑡 – altura do provete (mm);

45

𝑇1 – factor de correcção tendo em conta a altura do provete e o coeficiente de Poisson.

3.5.4 Retracção

O ensaio foi realizado de acordo com a norma europeia prEN 1015-3 (1993), que permite determinar

a influência dos ARF e do MgO na retracção das argamassas. Este ensaio irá permitir verificar se a

utilização de MgO como ligante em argamassas possibilita a diminuição da retracção nas mesmas, tal

como verificado por Gao et al. (2013) e Mo et al. (2012), e se essa diminuição permite compensar o

aumento da retracção relativo à incorporação de agregados reciclados.

Equipamento:


pernos;

deflectómetro;

balança com precisão de 0,1 g.

Procedimento:


anotou-se o valor da posição inicial do deflectómetro e, em seguida, o valor do deflectómetro

resultante da sua calibração;

após a cura (Tabela 3.3), mediu-se cada provete segundo o seu eixo longitudinal na vertical,

realizando-se uma medição em cada extremo do provete;

por fim, pesou-se cada provete;

realizou-se a primeira medição de retracção logo após a desmoldagem dos provetes;

repetiu-se o procedimento todos os dias durante a primeira semana, de dois em dois dias nas

duas semanas seguintes, de três em três dias na semana seguinte e de semana a semana

daí em diante.

Resultados:

A variação dimensional, em percentagem, de cada provete é dada pela Equação 3.16.

𝜀 =∆𝐿

𝐿× 100% Equação 3.16

sendo,

𝜀 - variação específica do comprimento;

∆𝐿 - variação do comprimento do provete, relativamente ao comprimento inicial (mm);

𝐿 - comprimento inicial do provete (mm).

O resultado da retracção de cada argamassa foi calculado com recurso à média dos valores individu-

ais de retracção dos dois provetes.


A realização deste ensaio seguiu as especificações da norma Especificação LNEC 391-1993. Apesar

de esta norma ser referente a amostras de betão, poderá ser considerada na presente investigação

uma vez que a argamassa a analisar pode ser considerada um micro betão, tal como referido no sub-

capítulo 1.2.

46

Equipamento:


solução alcoólica de fenolftaleína a 0,1%;

serra de disco eléctrica;

régua.

Procedimento:


após a cura (Tabela 3.3), cortaram-se os provetes em duas metades (aproximadamente);

borrifaram-se as faces de corte com a solução de fenolftaleína;

mediu-se, com uma régua, a penetração da carbonatação da face de cada semi-prisma.

Resultados:

A medição da frente de carbonatação tem de ser feita considerando as especificações referidas na

norma. Para os diferentes tipos de apresentação da penetração da carbonatação, a norma refere que

o valor a considerar é aquele que corresponde ao valor de dk da Figura 3.3.

Figura 3.3 - Tipos de apresentação da frente de carbonatação (segundo a norma E 391 - 1993)

O valor da profundidade de carbonatação de cada argamassa corresponde à média dos valores obti-

dos para cada face de corte ensaiada.


A análise da absorção por capilaridade permite determinar a porosidade e reflectir sobre a influência

dos ARF e do MgO nas argamassas. O ensaio de absorção por capilaridade de argamassas seguiu as

especificações presentes na norma europeia EN 1015-18 (2002).

Equipamento:


serra de disco eléctrica;

balança com precisão de 0,1 g;

forno a 60 ± 5 ºC;

barras de plástico de suporte;

tina transparente;

papel absorvente.

Procedimento:


após a cura (Tabela 3.3), os provetes foram cortados ao meio com a serra de disco eléctrica;

colocaram-se os provetes a secar no forno até atingirem massa constante (a variação de

massa entre dois dias consecutivos tem de ser inferior a 0,2%);

47

após os provetes atingirem massa constante, foram pesados e introduzidos na tina, vertical-

mente, com as faces de corte em contacto com a água;

passados 10 minutos, retiraram-se os provetes, limpou-se a superfície imersa em papel ab-

sorvente, foram pesados e colocados em seguida na tina;

repetiu-se o procedimento 90, 180, 360, 1440 e 4320 minutos após a imersão inicial.

Em relação ao especificado na norma europeia, foram consideradas algumas modificações no proce-

dimento: apenas se cortou 1 cm em cada provete (e não ao meio, como especificado); o tempo de

permanência no forno foi igual para todos os provetes (7 dias); e não se aplicou a selagem dos provetes

com cera. Enquanto a primeira alteração se deve à grande absorção de água por parte de argamassas

que incorporam AR (ou seja, se se cortasse metade do provete este poderia ficar totalmente saturado

e não haveria termo de comparação), a segunda alteração deve-se à necessidade de ter o mesmo

tempo de secagem para todas as argamassas, para que a comparação entre as mesmas seja mais

precisa. A terceira modificação deve-se à baixa evaporação de água que ocorre durante o ensaio (uma

vez que a tina se encontra coberta), podendo ser desprezável.

Resultados:

O coeficiente de absorção de água por capilaridade (C), em kg/(m2.min0,5), representa a velocidade

de absorção de água nos instantes iniciais e corresponde ao declive da recta que une os pontos repre-

sentativos das medições dos provetes realizadas aos 10 e 90 minutos. Este coeficiente é determinado

pela Equação 3.17.

𝐶 = 0,1 × (𝑀90 𝑚𝑖𝑛 − 𝑀10 𝑚𝑖𝑛) Equação 3.17

O cálculo das quantidades de material para a produção das argamassas da presente investigação foi

baseado na metodologia proposta por Nepomuceno (2005), apesar da mesma se aplicar a betões e

argamassas auto-compactáveis. A adopção desta metodologia resulta na produção de argamassas

que podem ser consideradas micro betões, como referido no subcapítulo 1.2, uma vez que a sua cons-

tituição é semelhante à de betões, excepto a não utilização de agregados grossos.

Assim sendo, seria importante analisar a absorção de água por capilaridade durante um maior período

de tempo, e não apenas ao longo de 90 minutos como explícito na Equação 3.16. Desta forma, adaptar-

se-á essa equação de modo a determinar o coeficiente de absorção capilar para toda a duração do

ensaio, resultando na Equação 3.18.

𝐶 = 0,1 × (𝑀4320 𝑚𝑖𝑛 − 𝑀10 𝑚𝑖𝑛) Equação 3.18

O coeficiente de absorção de água médio resulta da média dos valores individuais do coeficiente de

absorção dos três provetes de cada argamassa.

49

4 Resultados e discussão

4.1 Introdução

De forma a concluir sobre se a utilização de ARF e MgO em argamassas é vantajosa, é importante

determinar e analisar os resultados obtidos em cada um dos parâmetros que se deseja ensaiar.

Neste capítulo, pretende-se apresentar e analisar os resultados obtidos ao longo de toda a campanha

experimental. Em primeira instância, são apresentados os resultados relativos aos ensaios realizados

aos agregados. Esta é uma fase importante uma vez que as propriedades intrínsecas aos agregados

poderão ter grande influência no desempenho de uma argamassa. Em segundo lugar, são apresenta-

dos e analisados os resultados dos ensaios realizados às argamassas no estado fresco. Por último,

são apresentados os resultados obtidos dos ensaios às argamassas no estado endurecido. Estes últi-

mos são fundamentais na percepção do desempenho das argamassas, uma vez que possibilitam a

análise das suas características ao longo do tempo de cura.

Ao longo dos resultados apresentados, é realizada uma análise comparativa entre os dois tipos de

MgO utilizados, da influência da utilização de MgO e dos ARF e, também, do efeito da utilização desses

dois constituintes em simultâneo.

Em Anexos, é apresentada parte dos resultados obtidos.

4.2 Propriedades do cimento e dos óxidos de magnésio

4.2.1 Composição química

Recorrendo à difracção a raio-x, determinou-se a composição química dos MgO utilizados (Tabela 4.1).

Tabela 4.1 - Caracterização química do MgO austríaco (A) e grego (G)

Elemento Quantidade de matéria (%)

A G

C 5,4 7,9

O 33,1 35,3

Mg 47,2 49,4

Si 2,1 -

Ca 3,9 2,9

Fe 5,2 -

Cu 2,2 2,5

Zn 0,9 1,9

Observando os resultados apresentados, o MgO austríaco apresenta maior quantidade de impurezas

dos que o grego (principalmente silicatos). Pelas percentagens de carbono (C) e oxigénio (O), verifica-

se que ambos apresentam uma ligeira hidratação e carbonatação, resultante da sua exposição ao meio

ambiente.

Tanto as concentrações químicas inferiores a 1% como as partículas finas dos elementos não são

determinadas pelo ensaio de difracção de raios-x.


Recorrendo à difracção a laser, determinou-se a distribuição granulométrica, tanto do cimento como

dos dois MgO utilizados como ligantes. Os resultados são apresentados na Figura 4.1. Observando a

figura apresentada, enquanto o MgO G apresenta, na generalidade, partículas mais pequenas (maiori-

tariamente, com diâmetro entre 10 e 30 μm), o MgO A tem uma distribuição granulométrica semelhante

50

à do cimento, uma vez que uma grande percentagem das suas partículas apresentam um diâmetro

entre 10 e 60 μm. Além disso, o óxido grego apresenta uma distribuição granulométrica pouco extensa

quando comparada com a do óxido austríaco ou a do cimento, o que terá influência no desempenho

das argamassas que incorporam estes materiais, como se verá adiante.

Figura 4.1 - Distribuição granulométrica, por difracção a laser, do cimento, MgO A (A1) e MgO G (A2)

4.3 Propriedades dos agregados


A análise granulométrica dos diferentes agregados utilizados na presente investigação foi realizada

de acordo com a norma EN 1015-1 e sobre amostras de 3 kg (aproximadamente). Os resultados obtidos

para os agregados reciclados, areia fina e areia grossa são apresentados nas Tabelas 4.2, 4.3 e 4.4,

respectivamente.

Tabela 4.2 - Análise granulométrica parcial da areia

fina (% de material retido)

Tabela 4.3 - Análise granulométrica parcial da areia

grossa (% de material retido)


Granulometria (areia fina) (%)

8 0,00

4 0,00

2 0,00

1 1,30

0,5 22,10

0,25 52,80

0,125 22,10


Granulometria (areia grossa) (%)

8 0,10

4 2,70

2 12,30

1 29,80

0,5 30,50

0,25 17,40

0,125 6,00

De modo a perceber a coerência e a exactidão dos ensaios realizados aos agregados naturais, rela-

cionou-se os valores de distribuição granulométrica obtidos na presente investigação com os fornecidos

pela empresa distribuidora. Nas Tabelas 3.7 e 3.8, são apresentados os valores de material passado,

segundo as fichas técnicas da areia fina e da areia grossa, respectivamente. Partindo desses valores,

é possível determinar a percentagem de material retido em cada peneiro (Tabelas 4.5 e 4.6) e, dessa

forma, relacionar com os resultados obtidos na presente dissertação.

Relacionando os valores das Tabela 4.2 com os da Tabela 4.5 e os valores da Tabela 4.3 com os da

Tabela 4.6, verifica-se que não existem muitas diferenças entre os valores obtidos nos ensaios e os das

0

1

2

3

4

5

6

7

0.01 0.1 1 10 100 1000 10000

Dis

trib

uiç

ão

gra

nu

lom

étr

ica

(%

)

Diâmetro das partículas (μm)

A1

A2

CEM I

51

fichas técnicas. As maiores diferenças estão presentes nas percentagens de material retido em penei-

ros de abertura mais reduzida (0,250 e 0,125 mm). De qualquer forma, tendo em conta que os valores

apresentados nas fichas técnicas são valores típicos, estas diferenças poderão ser aceitáveis.

Tabela 4.4 - Análise granulométrica parcial dos agregados reciclados (% de material retido)

Abertura dos peneiros (mm) Granulometria (agregados reciclados) (%)

8 37,96

4 26,91

2 11,56

1 8,81

0,5 4,38

0,25 6,34

0,125 4,04

Tabela 4.5 - Distribuição granulométrica (típica) da areia

fina (% de material retido) (segundo a ficha técnica)

Tabela 4.6 - Distribuição granulométrica (típica) da areia

grossa (% de material retido) (segundo a ficha técnica)


Granulometria (areia fina) (%)

8 0,00

4 0,00

2 0,00

1 1,00

0,5 21,00

0,25 60,00

0,125 17,00


Granulometria (areia grossa) (%)

8 0,00

4 3,00

2 15,00

1 35,00

0,5 32,00

0,25 11,00

0,125 2,00

A curva granulométrica adoptada para a argamassa de referência incorpora 50% de areia fina e outros

50% de areia grossa. Deste modo, a incorporação de ARF nas argamassas deverá substituir tanto a

areia fina como a areia grossa, ou seja, para uma percentagem de incorporação de 50% de ARF, dever-

se-á substituir 50% da areia total (fina e grossa). Para facilitar este processo, determinou-se a distribui-

ção granulométrica resultante da utilização de 50% de cada uma das areias referidas e, desta forma, a

substituição parcial de AN por ARF é baseada nesta nova distribuição granulométrica.

Uma vez que é importante manter-se a granulometria dos agregados na substituição de AN por ARF,

é necessário determinar a curva granulométrica dos ARF que melhor se assemelha à granulometria da

areia fina e areia grossa (50% - 50%). Utilizar granulometrias semelhantes na substituição dos AN por

ARF é importante porque possibilita uma análise mais directa e precisa da influência que essa substi-

tuição pode ter. A percentagem de ARF retido adoptada é apresentada na Tabela 4.7.

Tabela 4.7 - Percentagem de material retido adoptada na curva granulométrica dos ARF

Abertura dos peneiros (mm) Curva de ARF adoptada - material retido (%)

4 0,00

2 6,80

1 15,80

0,5 26,50

0,25 35,30

0,125 14,20

0,063 1,40

Apenas se considerou granulometrias abaixo de 4 mm uma vez que se quer analisar a influência da

substituição de agregados finos naturais por agregados finos reciclados.

52

4.3.2 Massa volúmica e massa volúmica aparente

A massa volúmica foi determinada para os diferentes agregados: areia fina, areia grossa e agregados

reciclados finos. Como referido no subcapítulo 3.3.2, para cada material, determinou-se a massa volú-

mica aparente (ρa), a massa volúmica das partículas secas em estufa (ρrd) e a massa volúmica das

partículas saturadas com superfície seca (ρssd). Os resultados obtidos são apresentados na Tabela 4.8.

Verifica-se que a massa volúmica dos ARF é menor do que a massa volúmica dos AN. Estes resulta-

dos já eram expectáveis, uma vez que Silva et al. (2014) referem que a densidade dos agregados

reciclados diminui devido à pasta de ligante original aderida às partículas.

A massa volúmica aparente dos diferentes materiais é apresentada nas Tabelas 4.9 e 4.10.

Tabela 4.8 - Massa volúmica dos diferentes agregados

Massa volúmica (kg/m3) Material

Areia fina Areia grossa ARF

ρa 2620 2629 2535

ρrd 2604 2611 2143

ρssd 2610 2618 2298

Tabela 4.9 - Baridade dos diversos materiais

Materiais Areia fina Areia grossa MgO (A) MgO (G) Cimento

Baridade (kg/m3) 1561 1635 653 618 1040

Tabela 4.10 - Baridade de diferentes granulometrias dos ARF

ARF

Granulometria (mm) Baridade (kg/m3)

4-2 1144

2-1 1167

1-0,5 1162

0,5-0,25 1220

0,25-0,063 1129

Verifica-se que, tal como seria expectável de acordo com o referido na análise da Tabela 4.8, a bari-

dade dos ARF é inferior à dos AN. Relativamente aos materiais que são utilizados como ligante nas

argamassas em estudo, a baridade dos MgO é bastante inferior à do cimento.

A determinação da massa volúmica aparente é importante uma vez que possibilita a transformação

de traços em volume em traços em massa. Desta forma, é possível determinar as quantidades de cada

material nas argamassas com maior precisão, recorrendo à curva de ARF apresentada na Tabela 4.7.

4.3.3 Absorção de água

O ensaio da absorção de água dos agregados naturais (ensaio do picnómetro, referido no subcapítulo

3.3.3) apenas determina o valor referente a uma imersão durante 24 horas (A24h). Os resultados obtidos

para a areia fina, areia grossa e ARF foram 0,233, 0,250 e 6,010%, respectivamente. Devido à maior

porosidade que os ARF apresentam (comparando com os AN), além do valor de absorção de água resul-

tante da imersão do material durante 24 horas, é importante determinar a absorção de água dos AR durante

o período de produção da argamassa, A10min (considerou-se que esse período correspondia aos primeiros

10 min). Assim sendo, essa absorção inicial foi determinada com base no descrito por Rodrigues et al.

(2013) e o valor obtido foi 86% do valor total da absorção dos ARF em 24 horas.

53

No que concerne à absorção inicial dos ARF, o valor obtido demonstra que grande parte da absorção

dos mesmos é feita nos primeiros minutos da amassadura. Este parâmetro é importante na medida em

que ajuda a perceber a variação da trabalhabilidade que as argamassas que incorporam este material

vão ter após a sua produção.

Relativamente aos valores de absorção em 24 horas, verifica-se que os valores dos ARF são bastante

superiores aos dos AN. Estes resultados estão de acordo com o descrito por Evangelista e de Brito

(2010), Fan et al. (2016) e Silva et al. (2014), uma vez que estes autores referem que a maior porosi-

dade dos agregados reciclados origina uma maior capacidade de absorção de água pelos mesmos. O

incremento da sua porosidade é justificada por Silva et al. (2014) como sendo devido à presença de

pasta de ligante original aderida às partículas dos agregados.

4.4 Propriedades das argamassas no estado fresco

4.4.1 Trabalhabilidade

A trabalhabilidade foi determinada recorrendo ao ensaio de consistência por espalhamento. Este en-

saio foi realizado de acordo com a norma europeia EN 1015-3 (1999) e visa determinar a quantidade

de água a utilizar na mistura de modo a obter a consistência desejada, sendo que esta quantidade irá

ter em consideração o valor obtido de A10 dos ARF (subcapítulo 4.3.3). Nesta dissertação, uma vez

que as argamassas estudadas podem ser consideradas micro betões e é importante que haja uma boa

trabalhabilidade em casos práticos, adoptou-se 200 ± 15 mm como consistência adequada.

Os resultados do ensaio de consistência por espalhamento são apresentados na Tabela 4.11.

De acordo com os resultados apresentados, é possível verificar que, à medida que a percentagem de

ARF aumenta, aumenta a quantidade de água necessária para se manter a trabalhabilidade e, conse-

quentemente, a relação água / ligante da argamassa. Silva et al. (2014) verificaram o mesmo no seu

estudo, sendo que atribuíram essa tendência à maior capacidade de absorção de água, maior angulo-

sidade e menor finura dos ARF, relativamente aos ANF. A relação entre a consistência por espalha-

mento e a percentagem de ARF incorporados na argamassa é apresentada na Figura 4.2.

Além disto, também se verifica um ligeiro aumento da quantidade de água necessária para se manter

a trabalhabilidade à medida que a percentagem de incorporação de MgO aumenta. Esta tendência

também foi verificada por Tran e Scott (2016), que a justificam como sendo devida à maior angulosidade

e rugosidade das partículas de MgO. A Figura 4.3 apresenta a tendência verificada. Apesar disto, a

relação a/l efectiva manteve-se similar em todas as argamassas.

A semelhança entre os valores da consistência de argamassas que incorporam os dois tipos de MgO

(para a mesma taxa de incorporação de MgO), apresentados na Figura 4.2, deve-se à quantidade de

água que se adicionou na produção das mesmas de modo a manter-se a trabalhabilidade desejada.

No entanto, foi utilizada uma maior compensação de água nas argamassas que incorporavam MgO G

do que as que incorporavam o homónimo austríaco. Para este facto contribuiu não só a semelhança

entre as distribuições granulométricas do cimento e do MgO A, como também a elevada uniformidade

e finura das partículas do MgO G (Figura 4.1), uma vez que, quanto mais finas forem as partículas

desse material, maior é a sua área de superfície esférica, sendo necessária maior quantidade de água

para cobrir a área das partículas do mesmo.

54

Tabela 4.11 - Consistência por espalhamento e relação água / ligante

Argamassa Consistência (cm) Desvio-padrão (cm) Relação a/l

A-0-0 23,26 0,45 0,500

AA-0-10 20,89 0,31 0,500

AA-0-15 20,59 0,49 0,505

AA-0-20 19,35 0,51 0,509

AA-50-0 20,65 0,24 0,527

AA-50-10 19,25 0,30 0,536

AA-50-15 18,58 0,30 0,542

AA-50-20 18,82 0,31 0,565

AA-100-0 18,95 0,28 0,581

AA-100-10 18,98 0,36 0,609

AA-100-15 19,31 0,28 0,625

AA-100-20 19,45 0,34 0,644

AG-0-10 20,39 0,30 0,500

AG-0-15 19,90 0,48 0,523

AG-0-20 19,47 0,42 0,523

AG-50-10 19,00 0,11 0,545

AG-50-15 19,05 0,13 0,569

AG-50-20 18,56 0,30 0,583

AG-100-10 19,84 0,33 0,620

AG-100-15 19,36 0,36 0,639

AG-100-20 18,97 0,29 0,662

Figura 4.2 - Relação entre a percentagem de ARF e

a consistência por espalhamento das argamassas

correspondentes

Figura 4.3 - Relação entre a percentagem de MgO

utilizada e a consistência das argamassas correspon-

dentes

Em suma, à medida que a percentagem de MgO e ARF aumenta nas argamassas, a sua trabalhabilidade

vai diminuindo. Para manter uma trabalhabilidade semelhante em todas as argamassas, aumentou-se a

quantidade de água na mistura, aumentando a relação água / ligante mas mantendo o valor da relação a/l

efectiva. Em argamassas que incorporam os dois materiais, a quantidade de água necessária para a

trabalhabilidade desejada vai aumentando à medida que aumenta a percentagem de cada material,

sendo que, no entanto, não existe uma sobreposição de efeitos, ou seja, a quantidade de água neces-

sária não vai variar linearmente.

R² = 0,9854

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

0 20 40 60 80 100

Con

sist

ênci

a (

cm)

Taxa de incorporação de ARF (%)

R² = 0,9719

R² = 0,925

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

0 5 10 15 20

Con

sist

ênci

a (

cm)

Taxa de incorporação de MgO (%)

AA-0

AG-0

55

4.4.2 Massa volúmica

O ensaio de massa volúmica, no estado fresco, foi realizado de acordo com a norma europeia EN

1015-6 (1998). Todas as misturas estudadas foram sujeitas a este ensaio, de modo a quantificar a

influência da incorporação de ARF e MgO em argamassas. Os resultados obtidos são apresentados

na Tabela 4.12 e na Figura 4.4.

Tabela 4.12 - Massa volúmica no estado fresco (em kg/m3)

Percentagem de MgO (%)

Percentagem de ARF (%)

0 50 100 0 50 100

AA-0 AA-50 AA-100 AG-0 AG-50 AG-100

0 2394 2217 2114 2394 2217 2114

10 2302 2229 2114 2299 2218 2091

15 2289 2238 2099 2290 2210 2106

20 2310 2210 2116 2065 2192 2102

Figura 4.4 - Relação entre a massa volúmica no estado fresco e as diferentes percentagens de incorporação de

MgO e ARF

Analisando os resultados obtidos, é possível verificar que, à medida que a percentagem de ARF au-

menta, a massa volúmica das argamassas diminui. Esta tendência de resultados está de acordo com

as conclusões a que Silva et al. (2014) e Corinaldesi e Moriconi (2009) chegaram, sendo que a principal

justificação para tal tendência se prende com o facto de os ARF terem menor baridade do que os ANF.

Silva et al. (2014) referem, ainda, que essa diferença de baridade entre os dois materiais se deve à

pasta de ligante original aderida aos agregados reciclados.

Relativamente à utilização de MgO, não se verificou qualquer variação significativa à medida que a

sua percentagem de incorporação aumentava, ou até entre os dois tipos de MgO utilizados.

4.5 Propriedades das argamassas no estado endurecido

4.5.1 Resistência à flexão e à compressão

O ensaio foi realizado de acordo com o descrito na norma europeia EN 1015-11 (1999), tendo sido

repetido aos 3, 7, 14, 28, 56 e 91 dias de idade de cada família de argamassas. Quanto à incorporação

de MgO, os resultados obtidos são apresentados nas Figuras 4.5 e 4.6. Observando as duas figuras, é

possível verificar que, para a mesma idade, à medida que o teor de MgO aumenta, as resistências à

2.050

2.100

2.150

2.200

2.250

2.300

2.350

2.400

2.450

0 5 10 15 20

Mass

a V

olú

mic

a (

kg

/m3)


AA-0 AA-50 AA-100

AG-0 AG-50 AG-100

56

flexão e à compressão diminuem. Estas reduções são visíveis através das regressões lineares apre-

sentadas nas figuras e dos seus coeficientes de determinação: enquanto na resistência à flexão os

coeficientes apresentam valores superiores a 0,81 (excepto os valores aos 14 e 56 dias), na resistência

à compressão esses valores são superiores a 0,82 (excepto o valor aos 28 dias). As percentagens de

perda de resistência devido à incorporação de MgO, ao longo do tempo, variam entre 6 e 27% (à flexão)

e entre 16 e 29% (à compressão).

Figura 4.5 - Relação entre a resistência à flexão e a

taxa de substituição de MgO

Figura 4.6 - Relação entre a resistência à compres-

são e a taxa de substituição de MgO

A tendência verificada nos resultados da resistência à compressão está de acordo com a verificada

por Choi et al. (2014). Uma das razões, segundo Mo et al. (2015), para que exista esta redução é a

diminuição da quantidade de cimento utilizada nas argamassas. Uma vez que a quantidade de cimento

diminui à medida que a percentagem de MgO aumenta, e os produtos de hidratação do óxido são menos

resistentes do que os do cimento, quanto maior for a quantidade de MgO utilizado como substituição

parcial de cimento, maior é a redução de resistência das argamassas (comparativamente à de referência).

Assim sendo, ao contrário do que se verificou na investigação de Choi et al. (2014), à medida que o

tempo de cura das argamassas aumenta, a diferença de resistência entre as mesmas também aumenta.

Esta discordância entre os dois estudos poderá dever-se ao tipo de MgO utilizado, uma vez que o MgO

austríaco utilizado na presente dissertação é, provavelmente, mais reactivo do que o utilizado por Choi et

al. (2014). Desta forma, a maior reactividade do MgO austríaco permite que, nos primeiros dias de cura

das argamassas, não exista grande variação relativamente à argamassa de referência, pois a redução

da quantidade de cimento utilizada é compensada pela formação de brucite. Sucedeu-se o oposto na

investigação de Choi et al. (2014), uma vez que a baixa reactividade do MgO utilizado pelos autores levou

a que apenas após os 28 dias de cura se obtivesse valores de resistência à compressão semelhantes.

Uma das razões para que as argamassas que incorporam MgO tenham pior desempenho do que a

argamassa de referência poderá ser a hidratação das suas partículas durante o armazenamento, tal como

verificado na Tabela 4.1. Além disso, o facto de se ter adicionado maior quantidade de água na produção

de argamassas que incorporam MgO, em comparação com aquela utilizada na produção da argamassa

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com

pre

ssão (

MP

a)

Famílias



57

A-0-0, de modo a manter a trabalhabilidade desejada, poderá ter aumentado a porosidade das primeiras

e, consequentemente, também reduzido a sua compacidade.

Os valores das regressões aos 14 e 56 dias (à flexão) e aos 28 dias (à compressão) são 0,4, 0,63 e

0,58, respectivamente. Estes valores são bastante baixos para uma regressão linear e não eram ex-

pectáveis. Uma das principais causas para a sua ocorrência é a variação de resistência (tanto à flexão

como à compressão) que ocorre entre os diversos dias de ensaio.

Geralmente, em misturas cimentícias, é expectável que a resistência aumente ao longo do tempo de

cura. Além disso, com a incorporação de MgO, essa tendência dever-se-ia manter uma vez que a hidra-

tação do MgO poderá ser um processo longo, dependendo da sua reactividade. No entanto, as resistên-

cias de cada família de argamassa, ao longo do tempo de cura, não tiveram uma evolução constante. Um

exemplo disto é a análise comparativa entre os valores aos 28 e 91 dias (relativamente à resistência à

flexão), ou entre os valores aos 14 e 28 dias (no que concerne a resistência à compressão). Tanto na

primeira situação, como na segunda, as resistências à flexão e à compressão diminuem, enquanto era

expectável que aumentassem.

Uma das causas para esta disparidade de resultados foi referida por Farinha (2015). A autora também

se deparou com esta situação nas suas argamassas e, através da observação binocular, verificou que

certas argamassas tinham sofrido microfissuração. Desta forma, ao invés de os valores de resistência

irem aumentando ao longo do tempo, os mesmos diminuíram entre os 28 e os 91 dias. Uma vez que

as argamassas estudadas ao longo da presente investigação foram curadas num ambiente seco não

controlado, poderá também ter existido microfissuração que originou a disparidade de valores da resis-

tência mecânica. Outro dos factores poderá ter sido a utilização de MgO, uma vez que, devido ao seu

carácter expansivo, poderá ter originado uma expansão inicial (como se irá observar na retracção –

subcapítulo 4.5.4) que resultou no aparecimento de microfissurações.

Os resultados da comparação do desenvolvimento da resistência mecânica das argamassas que in-

corporam as diversas percentagens de MgO austríaco são apresentados em Anexos – Figuras E a J.

Para melhor se perceber a influência da reactividade dos MgO utilizados no desempenho mecânico das

argamassas, são apresentadas as Figuras 4.7 e 4.8. Analisando as figuras apresentadas, verifica-se

que existem diferenças entre os valores de resistência dos dois MgO utilizados. Estas diferenças po-

derão dever-se à diferença entre as compacidades das argamassas que incorporam os dois tipos de

óxidos, tal como se irá verificar nos resultados do módulo de elasticidade (subcapítulo 4.5.2). A reduzida

velocidade de ganho de resistência das argamassas que incorporam MgO G (em comparação com o

austríaco) poderá dever-se à maior quantidade de água utilizada na sua produção, sendo que se veri-

fica uma redução da variação dos valores de resistência (tanto à flexão como à compressão), entre os

dois tipos de argamassa, à medida que o tempo de cura aumenta (ver Anexos - Figuras K a P).

Considerando as regressões lineares apresentadas nas duas figuras (com R2 superior a 0,69 na Fi-

gura 4.7 e superior a 0,58 na Figura 4.8), constata-se que, ao contrário do que foi observado nas Figu-

ras 4.5 e 4.6, a resistência mecânica das argamassas que incorporam os dois óxidos tem tendência

para ir crescendo ao longo do tempo (e não para ter variações opostas significativas ao longo da sua

cura, como observado nas Figuras 4.5 e 4.6). Este factor poderá corroborar o facto de a redução da

58

resistência mecânica das argamassas ao longo do tempo de cura se dever a microfissuração (com

origem nas condições de cura a que foram sujeitas as misturas).

Figura 4.7 - Comparação da resistência à flexão en-

tre argamassas que utilizam cada um dos dois tipos

de MgO

Figura 4.8 - Comparação da resistência à compres-

são entre argamassas que utilizam cada um dos dois

tipos de MgO

A média das percentagens de redução de resistência de argamassas que incorporam MgO grego, em

relação às que incorporam MgO austríaco, são 9 e 14%, à flexão e à compressão, respectivamente.

Uma vez que o MgO grego apresenta resultados inferiores aos apresentados pelo outro óxido, ao

longo deste capítulo apenas se irá considerar o MgO que apresenta melhor desempenho mecânico, ou

seja, o MgO austríaco.

Relativamente à influência dos ARF no desempenho mecânico das argamassas, são apresentadas

as Figuras 4.9 e 4.10.

A incorporação de ARF implicou, ao longo do tempo de cura, uma perda de resistência de 5 a 21% (à

flexão) e de 4 a 24% (à compressão), em relação à argamassa de referência.

Zhao et al. (2015) justificaram a tendência verificada como sendo devida à presença de ligante original

aderido aos AR. Este material aderido resulta no aumento da porosidade dos ARF, o que faz com que

seja menos denso e, consequentemente, tenha pior desempenho mecânico.

Por último, é importante perceber qual a influência da incorporação simultânea de ARF e MgO nas

argamassas. Para tal, analisou-se os resultados das diversas argamassas ao longo do seu tempo de

cura. Alguns dos resultados obtidos são apresentados nas Figuras 4.11, 4.12, 4.13 e 4.14. Os restantes

resultados são apresentados em Anexos - Figuras A a D.

Observando as Figuras 4.11, 4.12, 4.13 e 4.14, verifica-se que as tendências determinadas ao longo

deste subcapítulo se mantêm, ou seja, em termos gerais, à medida que a percentagem de MgO e ARF

aumenta, o desempenho mecânico das argamassas diminui. Além disso, considerando que as percenta-

gens de perda de resistência mecânica das argamassas que incorporam 100% de ARF e 20% de MgO

austríaco variam entre 19 e 42% (à flexão) e entre 33 e 44% (à compressão), em relação à argamassa

de referência, é perceptível que a utilização dos dois materiais em simultâneo origina uma sobreposição

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AG-15 AA-20 AG-20

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com

pre

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MP

a)

Tempo

AA-10 AG-10 AA-15

AG-15 AA-20 AG-20

59

de efeitos, ou seja, dado que os dois materiais, quando utilizados individualmente nas argamassas, cau-

sam um pior desempenho mecânico das mesmas, a utilização dos dois materiais na mesma argamassa

originam uma redução ainda mais significativa dos seus valores de resistência mecânica.

Figura 4.9 - Relação entre a resistência à flexão e a

taxa de substituição de ARF

Figura 4.10 - Relação entre a resistência à compres-

são e a taxa de substituição de ARF

Figura 4.11 - Desenvolvimento da resistência à fle-

xão ao longo do tempo de argamassas que incorpo-

ram apenas ARF

Figura 4.12 - Desenvolvimento da resistência à

compressão ao longo do tempo de argamassas que

incorporam apenas ARF

Relativamente à variação da resistência ao longo do tempo, verifica-se nestas figuras que, num

período inicial da cura das argamassas, o aumento da resistência é maior, sendo que ao longo do

tempo tem tendência a estabilizar. Apesar disso, aos 91 dias de cura ainda existe um ligeiro declive

na curva de tendência, o que poderá significar que, tanto a hidratação do cimento, como a hidratação

do MgO ainda não estão finalizadas na totalidade.

Todos os valores obtidos, ao longo do tempo, são apresentados em Anexos - Tabelas C e D.

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60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão (

MP

a)

Tempo (dias)

A-0-0

A-50-0

A-100-0

60

Figura 4.13 - Desenvolvimento da resistência à fle-

xão ao longo do tempo de argamassas que incorpo-

ram ARF e 20% de MgO austríaco

Figura 4.14 - Desenvolvimento da resistência à

compressão ao longo do tempo de argamassas que

incorporam ARF e 20% de MgO austríaco

4.5.2 Análise termogravimétrica

Foi realizada uma análise termogravimétrica de modo a perceber a formação de produtos de hidrata-

ção do cimento e MgO A e como os mesmos interagem entre si. Esta análise apenas foi realizada em

três argamassas (i.e. A-0-0, AA-0-20 e AA-100-20) e os resultados obtidos são apresentados na Figura

4.15. Os resultados referentes à análise termogravimétrica, denominados TG (thermogravimetric analy-

sis), relacionam-se com o eixo vertical da perda de massa (em %), enquanto os resultados referentes

à análise térmica diferencial, denominados DTA (differential termal analysis), relacionam-se com o eixo

vertical de fluxo de calor (em μV).

Figura 4.15 - Análise termogravimétrica de A-0-0 (A1-0-0), AA-0-20 (A1-0-20) e AA-100-20 (A1-100-20)

No intervalo entre os 300 e 400 °C, é visível um pico de perda de massa nas argamassas que incor-

poram MgO A. Este decréscimo é relativo à libertação de água da brucite. No intervalo entre os 400 e

500 ºC, também se observam picos de perda de massa em todas as argamassas. Esses picos estão

relacionados com a formação de portlandite (produto de hidratação do cimento) e a desidratação das

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

fle

xão (

MP

a)

Tempo (dias)

AA-0-20

AA-50-20

AA-100-200

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão (

MP

a)

Tempo (dias)

AA-0-20

AA-50-20

AA-100-20

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

2

-20

-15

-10

-5

0

5

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Flu

xo

de

calo

r (µ

V)

Per

da

de

mass

a(%

)

Temperatura (ºC)

TG A1-0-0

TG A1-0-20

TG A1-100-20

DTA A1-0-0

DTA A1-0-20

DTA A1-100-20

61

fases C2S e C3S. Deste modo, verifica-se que grande parte da hidratação do MgO e do cimento não se

realiza em simultâneo, ou seja, nem existiu formação de M-S-H (pelo menos em quantidade significa-

tiva) nem existiu qualquer conexão entre a hidratação dos dois ligantes. De facto, segundo Lothenbach

et al. (2015), a gama de temperaturas correspondente à formação de M-S-H é 300-750 °C. Uma vez

que existem somente dois picos de perda de massa significativa dentro deste intervalo de valores, e

ambos correspondem à formação de brucite e de produtos de hidratação do cimento, confirmou-se que

não existiu formação de M-S-H em quantidades significativas. Estes resultados estão de acordo com

Vandeperre et al. (2008), uma vez que estes autores referiram que não existem reacções químicas

significativas entre os dois materiais.

Se se tivesse adicionado cinzas volantes à composição das argamassas em estudo, formar-se-ia M-

S-H em quantidades significativas. A formação destes silicatos poderia apresentar grandes vantagens

na resistência mecânica das misturas, tal como se sucedeu na investigação de Choi et al. (2014), refe-

rida no subcapítulo 2.4.2.2, em que as misturas que incorporavam MgO e cinzas volantes apresentaram

valores de resistência mecânica superiores aos da de referência, a longo prazo.

Todos os picos referidos correspondem a perdas de fluxo de calor, ou seja, tanto a hidratação do MgO

como a hidratação do cimento são reacções exotérmicas.


Como referido no subcapítulo 3.5.3, uma das primeiras fases do procedimento do ensaio adoptado é

o registo das dimensões dos provetes e da sua massa. Desta forma, é possível determinar a densidade

aparente de cada provete. Os resultados obtidos na determinação da densidade aparente de argamas-

sas que incorporam apenas ARF, ou apenas MgO (austríaco), são apresentados nas Figuras 4.16 e

4.17, respectivamente.

Figura 4.16 - Relação entre a densidade aparente das

argamassas e a taxa de substituição de MgO austríaco

Figura 4.17 - Relação entre a densidade aparente das

argamassas e a taxa de substituição de ARF

Observando a Figura 4.16, verifica-se que não existe qualquer variação significativa da densidade

aparente à medida que se varia a taxa de incorporação de MgO.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

Den

sid

ad

e ap

are

nte

(k

g/m

3)

Famílias



0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

Den

sid

ad

e ap

are

nte

(k

g/m

3)

Famílias



62

Relativamente à incorporação de ARF, na Figura 4.17, verifica-se que existe uma tendência para a

redução da densidade aparente à medida que se aumenta a taxa de substituição de ARF. Esta ten-

dência é suportada pelos coeficientes de determinação (com valores superiores a 0,99) e pelas per-

centagens de redução da densidade aparente, em relação à argamassa de referência (as percenta-

gens variam entre 7 e 10%).

No que concerne à incorporação, em simultâneo, de MgO e ARF, os resultados obtidos da densidade

aparente ao longo do tempo de cura são apresentados nas Figuras 4.18, 4.19 e 4.20.

Figura 4.18 - Desenvolvimento da densidade apa-

rente ao longo do tempo de cura, das argamassas

com 10% de MgO austríaco

Figura 4.19 - Desenvolvimento da densidade apa-

rente ao longo do tempo de cura, das argamassas


Figura 4.20 - Desenvolvimento da densidade aparente ao longo do tempo de cura, das argamassas com

20% de MgO austríaco

No que concerne ao módulo de elasticidade, os resultados obtidos relativos à incorporação indivi-

dual de ARF ou MgO (austríaco) são apresentados nas Figuras 4.21 e 4.22, respectivamente.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Den

sid

ad

e ap

are

nte

(k

g/m

3)

Tempo (dias)

AA-0-10

AA-50-10

AA-100-10

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Den

sid

ad

e ap

are

nte

(k

g/m

3)

Tempo (dias)

AA-0-15

AA-50-15

AA-100-15

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Den

sid

ad

e ap

are

nte

(k

g/m

3)

Tempo (dias)

AA-0-20

AA-50-20

AA-100-20

63

Figura 4.21 - Relação entre o módulo de elastici-

dade das argamassas e a taxa de substituição de

ARF

Figura 4.22 - Relação entre o módulo de elastici-

dade das argamassas e a taxa de substituição de

MgO austríaco

Na Figura 4.21, verifica-se uma redução significativa do módulo de elasticidade à medida que a per-

centagem de ARF aumenta. De facto, a confirmar este facto, as regressões lineares apresentadas na

figura têm valores de coeficiente de determinação (R2) superiores a 0,9 e as percentagens de redução

do módulo de elasticidade variam entre 27 e 34%. Estes resultados estão de acordo com os obtidos

por Khatib (2004) e Evangelista e de Brito (2007), que também determinaram o módulo de elasticidade

de amostras de betão, substituindo os ANF do betão por ARF. Atribuem-se estes resultados ao au-

mento da porosidade das misturas, resultante da incorporação de ARF, e à própria bastante reduzida

massa volúmica aparente dos ARF, em comparação com a dos ANF (como se comprovou no subcapí-

tulo 4.3.2), originando betões menos densos.

Na Figura 4.22, observa-se uma redução ligeira consistente do módulo de elasticidade, à medida que

a percentagem de incorporação de MgO (austríaco) aumenta. Todas as regressões apresentadas têm

valores de coeficientes de determinação superiores a 0,75 e todas as famílias de argamassas apresen-

tam percentagens de redução do módulo de elasticidade a variar entre 7 e 10%. Desta forma, a indica-

ção de que a incorporação de MgO em betões e argamassas seria benéfica, com base nos resultados

de resistência à compressão e porosidade do estudo de Choi et al. (2014), não se verificou. Além da

redução da resistência à compressão, verificada no subcapítulo 4.5.1, a porosidade também poderá ter

influenciado negativamente o módulo de elasticidade das argamassas que incorporam MgO. Uma vez

que Choi et al. (2014) referiram que a utilização de MgO é benéfica para a redução da porosidade das

misturas, não seriam de esperar significativas variações no módulo de elasticidade das mesmas após

a incorporação de MgO. Assim sendo, tal como se irá analisar nos subcapítulos seguintes, a incorpo-

ração de MgO poderá ter tido influência no aumento da porosidade das argamassas, sendo que uma

das razões para esse aumento ser o oposto do expectável por Choi et al. (2014) é o facto de se ter

utilizado percentagens de MgO bastante superiores à que esses autores utilizaram (i.e. 5%).

No que concerne a incorporação, em simultâneo, de MgO e ARF, os resultados obtidos do módulo de

elasticidade ao longo do tempo de cura são apresentados nas Figuras 4.23, 4.24 e 4.25.

0

10

20

30

40

Mód

ulo

de

elast

icid

ad

e (G

Pa)

Famílias



0

10

20

30

40

Mód

ulo

de

elast

icid

ad

e (G

Pa)

Famílias



64

Figura 4.23 - Desenvolvimento do módulo de elasti-

cidade ao longo do tempo de cura, das argamassas


Figura 4.24 - Desenvolvimento do módulo de elastici-

dade ao longo do tempo de cura, das argamassas com


Figura 4.25 - Desenvolvimento do módulo de elasticidade ao longo do tempo de cura, das argamassas com


Tendo em conta os resultados apresentados nas Figuras 4.21 e 4.22, verifica-se que o desenvolvi-

mento do módulo de elasticidade das argamassas que incorporam MgO e ARF ao longo do tempo,

apresentado nas Figuras 4.23, 4.24 e 4.25, resulta de uma sobreposição de efeitos de cada um dos

materiais incorporados, isto é, a redução do módulo de elasticidade das argamassas que incorporam

ARF e MgO é superior à redução verificada na utilização desses dois materiais individualmente. Um

dos resultados que corrobora esta análise é a percentagem de redução do módulo de elasticidade:

enquanto nas argamassas que incorporavam apenas MgO ou apenas ARF essa percentagem se si-

tuava entre 7 e 10% e entre 27 e 34%, respectivamente, os valores obtidos na utilização dos dois

materiais em simultâneo estão entre 31 e 41%. Os resultados do ensaio do módulo de elasticidade de

0

10

20

30

40

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Mód

ulo

de

elast

icid

ad

e (G

Pa)

Tempo (dias)

AA-0-10

AA-50-10

AA-100-10

0

10

20

30

40

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Mód

ulo

de

elast

icid

ad

e (G

Pa)

Tempo (dias)

AA-0-15

AA-50-15

AA-100-15

0

10

20

30

40

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Mód

ulo

de

elast

icid

ad

e (G

Pa)

Tempo (dias)

AA-0-20

AA-50-20

AA-100-20

65

todas as famílias de argamassas são apresentados na Tabela 4.13. Em Anexos – Tabela E são apre-

sentados todos os valores de densidade aparente das famílias de argamassas.

Tabela 4.13 - Resultados obtidos relativamente ao módulo de elasticidade das argamassas, ao longo do tempo

de cura

Família Módulo de elasticidade (GPa)

3 dias σ 7 dias σ 14 dias σ 28 dias σ 56 dias σ 91 dias σ

A-0-0 30,87 0,08 32,72 0,08 33,47 1,07 32,14 0,25 31,92 0,29 33,70 5,19

AA-0-10 31,36 0,77 33,39 0,66 32,49 0,40 31,52 0,77 32,00 0,43 31,89 0,21

AA-0-15 29,38 0,26 31,50 0,04 31,77 0,57 31,62 0,67 31,23 0,53 30,27 0,20

AA-0-20 28,80 0,23 30,20 0,44 31,29 0,49 29,04 0,41 29,18 0,33 - NA - NA

A-50-0 28,36 0,75 28,40 0,47 27,45 0,31 27,69 0,25 26,16 0,62 - NA - NA

AA-50-10 26,41 0,33 27,59 0,36 27,64 0,23 27,92 0,60 25,29 0,03 27,17 0,00

AA-50-15 25,26 0,22 27,03 0,17 26,87 0,63 25,98 0,04 25,46 0,31 22,13 0,00

AA-50-20 23,51 0,53 26,55 0,55 25,40 0,20 24,74 0,06 25,75 0,13 25,04 0,18

A-100-0 22,51 0,21 23,59 0,33 22,77 0,09 21,16 0,12 22,55 0,38 22,48 0,62

AA-100-10 20,49 0,12 21,90 0,12 22,24 0,65 21,50 0,13 21,45 0,59 20,20 0,22

AA-100-15 19,27 0,18 22,44 0,52 20,32 0,33 19,36 0,00 19,96 0,17 20,77 0,38

AA-100-20 19,12 0,49 21,31 0,13 19,60 0,31 20,01 0,14 - NA - NA 19,81 0,73

AG-0-10 29,87 0,09 32,15 0,17 31,31 0,20 31,24 0,23 30,70 0,28 30,53 0,21

AG-0-15 26,91 0,33 29,59 0,22 29,23 0,11 29,19 0,65 29,11 0,44 28,94 0,20

AG-0-20 25,31 0,55 26,27 0,44 27,51 0,24 27,42 0,67 26,94 0,17 - NA - NA

AG-50-10 25,04 0,17 25,85 0,26 26,78 0,31 25,89 0,17 25,24 0,36 19,53 0,00

AG-50-15 21,48 0,16 24,42 0,19 25,58 0,90 24,55 0,42 24,61 0,35 23,97 0,24

AG-50-20 21,51 0,08 23,41 0,41 22,46 0,06 22,63 0,15 22,20 0,35 22,41 0,24

AG-100-10 19,35 0,56 20,70 0,49 20,53 0,48 19,38 0,41 20,16 0,30 20,25 0,53

AG-100-15 18,21 0,06 19,34 0,34 19,07 0,26 19,51 0,24 19,90 0,38 19,23 0,30

AG-100-20 15,41 0,31 17,97 0,27 18,28 0,08 17,17 0,26 19,12 0,00 19,07 0,16

NA O ensaio não foi realizado ou ocorreu um erro experimental

Em Anexos - Tabela F é apresentada a correlação entre os valores da densidade aparente e os do

módulo de elasticidade para cada família de argamassas. Os resultados referentes às argamassas AA-

0-20 (aos 91 dias) e AA-100-20 (56 dias) não são apresentados devido a avaria do equipamento de

medição. Comparando os dois tipos de MgO utilizados, são apresentadas as Figuras 4.26 e 4.27.

Figura 4.26 - Comparação da densidade aparente

entre argamassas que incorporam cada um dos dois

tipos de MgO

Figura 4.27 - Comparação do módulo de elastici-

dade entre argamassas que incorporam cada um dos

dois tipos de MgO

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

Den

sid

ad

e ap

are

nte

(k

g/m

3)

Tempo

AA-10 AG-10 AA-15

AG-15 AA-20 AG-20

0

10

20

30

40

Mód

ulo

de

elast

icid

ad

e (G

Pa)

Tempo

AA-10 AG-10 AA-15

AG-15 AA-20 AG-20

66

Relativamente à Figura 4.26, verifica-se que não existe qualquer variação significativa entre os dois

tipos de MgO.

Na Figura 4.27, já se verifica uma redução significativa do módulo de elasticidade entre os dois tipos

de MgO. De facto, é perceptível que as argamassas que incorporam MgO grego têm valores de módulo

de elasticidade mais reduzidos do que as que incorporam MgO austríaco. Tal como acontece na traba-

lhabilidade das argamassas, subcapítulo 4.4.1, a diferença entre as granulometrias dos dois óxidos

poderá influenciar este parâmetro, uma vez que a menor extensão granulométrica dos MgO G poderá

ter influenciado negativamente a compacidade das argamassas e, consequentemente, o seu módulo

de elasticidade. A média das percentagens de redução do módulo de elasticidade das primeiras, em

relação às segundas, ronda 7%.

4.5.4 Retracção

Uma das principais razões que levou a que se investigasse a utilização de MgO como ligante em

argamassas ou betões é a sua teórica capacidade de reduzir a retracção nesses materiais. Em contra-

partida, uma das principais desvantagens da utilização de AR é a sua reduzida rigidez e, consequen-

temente, o acentuar da variação dimensional dos materiais que os incorporam. Assim sendo, era im-

portante analisar este parâmetro ao longo da presente investigação.

O ensaio de retracção foi realizado de acordo com o descrito na norma europeia prEN1015-3 (1993).

A retracção causada pela incorporação de ARF em argamassas está apresentada na Figura 4.28.

Figura 4.28 - Variação dimensional de argamassas que apenas incorporam ARF

Analisando a figura, verifica-se que, quanto maior for a percentagem de incorporação de ARF, maior

é a retracção nas argamassas. Esta tendência também foi observada nos estudos de Neno et al. (2014)

e Silva et al. (2015). Segundo Neno et al. (2014), o aumento de retracção referente à utilização de ARF

deve-se ao facto de os AR serem mais porosos do que os AN, o que faz com que a argamassa resul-

tante da incorporação dos primeiros tenha menor rigidez do que a da incorporação dos segundos. Se

a rigidez da argamassa diminui, então existirá uma maior tendência para acompanhar e acentuar a

retracção da matriz cimentícia.

Relativamente à variação dimensional de argamassas que apenas incorporam MgO como substituição

parcial de cimento, são apresentadas as Figuras 4.29 e 4.30. Analisando as duas figuras, verifica-se

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

A-0-0

A-50-0

A-100-0

67

que os resultados não são semelhantes para os dois tipos de MgO utilizados. Relativamente ao MgO

austríaco (Figura 4.29), à medida que a percentagem de MgO aumenta, a retracção vai sendo cada

vez mais reduzida. Além disso, tal como seria de esperar, comparando com os estudos realizados por

Gao et al. (2013) e Mo et al. (2012), a argamassa de referência teve maior variação dimensional do que

as restantes.

Figura 4.29 - Variação dimensional de argamassas

que incorporam MgO austríaco

Figura 4.30 - Variação dimensional de argamassas

que incorporam MgO grego

Relativamente ao MgO grego (Figura 4.30), apenas se verificou uma tendência de redução da retracção

até aos 10% de incorporação de MgO. Assim sendo, ao contrário do verificado na Figura 4.29, a arga-

massa que teve maior variação dimensional foi a que incorporava maior percentagem de MgO. Compa-

rando os valores de retracção alcançados pelas diferentes famílias de argamassas, no geral, as arga-

massas que incorporam MgO austríaco apresentam valores de retracção mais reduzidos do que as que

incorporam MgO grego.

É importante também realçar que parte da redução da retracção verificada nas argamassas também se

deverá à diminuição da dosagem de cimento, uma vez que o aumento da incorporação de MgO como

ligante diminui essa mesma dosagem. Deste modo, quanto menor for a quantidade de cimento existente

na argamassa, também menor será a retracção.

Também se pode observar nas Figuras 4.29 e 4.30 que, nos primeiros dias após a sua produção, todas

as argamassas que incorporam MgO expandem. Esta expansão inicial deve-se à elevada reactividade

dos MgO utilizados (comparando com outros tipos de MgO), uma vez que estes tiveram uma temperatura

de calcinação entre 800 e 1000 °C. Deste modo, a expansão advinda da hidratação do MgO sobrepôs-

se à retracção inicial do cimento, levando a uma ligeira expansão inicial do provete. No entanto, a

representação gráfica das curvas de tendência referentes aos resultados de cada argamassa não con-

sideram essa expansão inicial, uma vez que as mesmas foram traçadas recorrendo a um modelo da

norma ACI 209.2R-08. Apesar de esse modelo não considerar expansões, as curvas de tendência

foram baseadas no mesmo pois, desta forma, é possível que a sua representação gráfica seja a mais

adequada possível ao comportamento real das argamassas estudadas.

Em Anexos - Figuras T, U e V, são apresentados os restantes resultados da comparação entre os

dois tipos de MgO utilizados.

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

A-0-0

AA-0-10

AA-0-15

AA-0-20

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

0 20 40 60 80 100R

etra

cção (μ

m/m

)Tempo (dias)

A-0-0

AG-0-10

AG-0-15

AG-0-20

68

Considerando a utilização de ARF e MgO em simultâneo nas argamassas, são apresentadas as Fi-

guras 4.31a, 4.31b, 4.32a e 4.32b.

a) b)

Figura 4.31 - Variação dimensional de argamassas que incorporam MgO austríaco e ARF: a) 50% de ARF; b)

100% de ARF

a) b)

Figura 4.32 - Variação dimensional de argamassas que incorporam MgO grego e ARF: a) 50% de ARF; b) 100%

de ARF

Analisando as Figuras 4.31a e 4.31b, observa-se a mesma tendência verificada na Figura 4.29, ou

seja, a argamassa de referência é aquela que apresenta maior retracção e, à medida que a percenta-

gem de MgO aumenta, a retracção diminui (com excepção da argamassa AA-50-15).

Quanto às Figuras 4.32a e 4.32b, existe a mesma tendência observada nas Figuras 4.31a e 4.31b,

ou seja, à medida que a percentagem de MgO aumenta, a retracção das argamassas diminui. No en-

tanto, na Figura 4.32b, existe uma excepção, dado que a argamassa que apresenta menor variação

dimensional é aquela que apenas incorpora 10% de MgO (tal como se verificou na Figura 4.30), en-

quanto a argamassa que incorpora 20% desse material apresenta uma retracção muito semelhante à

verificada na argamassa de referência.

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

A-50-0

AA-50-10

AA-50-15

AA-50-20

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

A-100-0

AA-100-10

AA-100-15

AA-100-20

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

A-50-0

AG-50-10

AG-50-15

AG-50-20

-500-400-300-200-100

0100200300400500600700800900

100011001200130014001500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

A-100-0

AG-100-10

AG-100-15

AG-100-20

69

Nas quatro figuras apresentadas, também se observa que, para as mesmas percentagens de MgO,

quanto maior for a percentagem de ARF presente na constituição das argamassas, maior é a retracção

das mesmas.

Relacionando todos os efeitos que os diferentes materiais incorporados causam na retracção das

argamassas, é possível perceber que a utilização de ARF e MgO originam comportamentos díspares.

Assim sendo, a utilização dos dois materiais em simultâneo causa um somatório de efeitos, ou seja,

enquanto a incorporação de ARF aumenta significativamente a variação dimensional das argamassas

(comparando com a argamassa de referência), a utilização de MgO vai reduzir esse aumento (e essa

redução é tanto maior quanto maior for a percentagem de óxido utilizado).

São apresentados em Anexos - Figuras Q, R e S os restantes resultados relativos à utilização de MgO

(austríaco) e ARF em simultâneo na constituição das argamassas.

Todos os resultados obtidos, ao longo do tempo de ensaio, são apresentados em Anexos - Tabelas

G e H.


Uma das principais causas da diminuição da durabilidade do betão armado é a sua carbonatação.

Uma vez que as argamassas em estudo na presente investigação podem ser consideradas micro be-

tões, era importante determinar o seu desempenho à carbonatação de modo a perceber a influência

dos MgO e dos ARF, tanto individualmente como em simultâneo.

Relativamente à incorporação de ARF, os resultados aos 91 dias são apresentados na Figura 4.33.

Verifica-se que, à medida que a taxa de incorporação de ARF aumenta, a profundidade de carbonatação

também aumenta. Estes resultados estão de acordo com as conclusões a que Evangelista e de Brito

(2010) chegaram. O principal factor para o aumento da carbonatação relaciona-se com o aumento da

porosidade que a utilização de ARF origina. Este aumento da porosidade facilita a difusão de CO2 nas

argamassas e, consequentemente, facilita a carbonatação do Ca(OH)2.

A única excepção à tendência verificada é a argamassa A-50-0 (aos 28 dias). Esta família de arga-

massas já tinha sido uma excepção na tendência verificada na resistência à compressão.

Na Figura 4.15, apresentada no subcapítulo 4.5.2, no intervalo entre os 600 e 800 °C, verifica-se a

existência de um pico de perda de massa significativo em todas as argamassas. Este pico dever-se-á

à perda de massa correspondente à decomposição da calcite, sendo que na argamassa que incorpora

100% de ARF o mesmo é bastante superior ao das restantes. Esta observação corrobora não só a

influência negativa que a incorporação de ARF tem na carbonatação das argamassas, como também

é influenciada pela grande quantidade de calcite presente na composição química dos ARF, referida

no subcapítulo 3.2.1.2.

Os resultados correspondentes aos 28 dias são apresentados em Anexos - Figura W. Não é apresen-

tado o resultado da argamassa AA-100-20 aos 28 dias por erro experimental. Uma vez que apenas são

apresentadas duas amostras de argamassas com 20% de MgO (AA-0-20 e AA-50-20), o seu R2 apre-

senta valor 1.

No que concerne à utilização de MgO austríaco, os resultados obtidos são apresentados na Figura

4.34. Tal como acontece com a incorporação de ARF, à medida que a percentagem de MgO aumenta,

a profundidade de carbonatação também aumenta. Os resultados correspondentes aos 28 dias são

70

apresentados em Anexos - Figura X. Os resultados referentes à incorporação de MgO G são apresen-

tados em Anexos – Figura Y e Z. Tal como na argamassa AA-100-20 (aos 28 dias), os resultados

referentes à argamassa AG-0-20 (aos 91 dias) não são apresentados devido a uma avaria do equipa-

mento de medição.

Figura 4.33 - Relação entre a profundidade de car-

bonatação e a taxa de incorporação de ARF, aos 91

dias

Figura 4.34 - Relação entre a profundidade de car-

bonatação e a incorporação de MgO austríaco, aos

91 dias

Os resultados obtidos não estão de acordo com os obtidos por Choi et al. (2014) e Mo e Panesar

(2012), uma vez que esses autores chegaram à conclusão de que a utilização de MgO apresentava

vantagens relativamente à carbonatação. Considerando as linhas de tendência obtidas em cada uma

das figuras e os valores do R2, é perceptível que, qualquer que seja a percentagem de MgO utilizada

(entre 10 e 20%), existirá a tendência para o aumento da carbonatação.

Apesar de os resultados obtidos diferirem das conclusões dos autores referidos, realça-se que a per-

centagem de incorporação de MgO na presente investigação é bastante superior à utilizada nos estu-

dos referidos. Tal pode ter causado o aumento da porosidade (e não a diminuição da mesma, conforme

observado por Mo e Panesar (2012) e Choi et al. (2014)) e, consequentemente, o aumento da carbo-

natação.

Apenas se apresentou a relação entre a profundidade de carbonatação e a incorporação de MgO

austríaco uma vez que os dois tipos de MgO apresentam resultados semelhantes. Esses resultados

são apresentados nas Tabelas 4.14 e 4.15 e em Anexos - Figuras AA (a) a AA (g)).


Tal como a carbonatação, a absorção por capilaridade está relacionada com a porosidade do material.

Deste modo, é importante a determinação deste parâmetro, não só para a verificação da influência da

incorporação de ARF e MgO, mas também para comparar com os resultados obtidos no ensaio das

argamassas à carbonatação.

Considerando apenas a influência dos ARF, foi determinado o coeficiente de absorção capilar em

cada uma das argamassas para os dois períodos de tempo referidos no subcapítulo 3.5.6 - Equações

3.17 e 3.18. Os resultados obtidos são apresentados nas Figuras 4.35 e 4.36.

R² = 0,9971

R² = 0,8452

R² = 0,9643

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 50 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção (

mm

)


AA-0

AA-10

AA-15

AA-20

R² = 0,9937

R² = 0,941

R² = 0,9888

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 10 15 20P

rofu

nd

idad

e d

e ca

rbon

ata

ção (

mm

)


AA-0

AA-50

AA-100

71

Tabela 4.14 - Profundidade de carbonatação nos dois tipos de MgO estudados, aos 28 dias

Tipos de MgO Austríaco (AA) Grego (AG)

Família Média (mm) Desvio-padrão (mm) Média (mm) Desvio-padrão (mm)

AA/AG-0-10 1,22 1,31 1,21 1,14

AA/AG-0-15 1,39 1,21 1,56 1,52

AA/AG-0-20 2,39 1,93 2,74 1,82

AA/AG-50-10 1,53 0,56 1,86 0,68

AA/AG-50-15 2,74 1,02 2,60 1,37

AA/AG-50-20 3,54 1,4 2,81 1,27

AA/AG-100-10 2,74 1,41 3,22 1,30

AA/AG-100-15 2,85 0,90 3,50 1,23

AA/AG-100-20 -NA - NA 4,64 1,30


Tabela 4.15 - Profundidade de carbonatação nos dois tipos de MgO estudados, aos 91 dias

Tipos de MgO Austríaco (AA) Grego (AG)

Família Média (mm) Desvio-padrão (mm) Média (mm) Desvio-padrão (mm)

AA/AG-0-10 3 1,53 2,04 1,07

AA/AG-0-15 4,38 0,88 4,13 1,38

AA/AG-0-20 5,83 1,20 - NA - NA

AA/AG-50-10 3,25 1,11 3,64 1,20

AA/AG-50-15 5,1 1,04 4,17 1,21

AA/AG-50-20 5,99 1,91 5,49 1,67

AA/AG-100-10 4,92 1,59 4,72 1,33

AA/AG-100-15 5,58 1,48 5,56 1,82

AA/AG-100-20 6,25 1,52 5,82 1,23


Figura 4.35 - Relação entre o coeficiente de absor-

ção capilar e a percentagem de incorporação de

ARF, entre 10 e 90 min.



ARF, entre 10 e 4320 min.

Na Figura 4.35, a argamassa A-0 apresenta um R2 de 0,71, enquanto as restantes famílias de arga-

massas apresentam coeficientes de determinação superiores a 0,91. Na Figura 4.36, a argamassa A-

0 apresenta um R2 de 0,69, enquanto as restantes famílias apresentam coeficientes de determinação

de valor superior a 0,96. Desta forma, analisando as rectas de tendência linear de cada uma das figuras

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

0 50 100

Coef

icie

nte

de

ab

sorç

ão c

ap

ilar

(kg

/(m

2.m

in0,5

))


A-0 AA-10 AA-15 AA-20

R² = 0.6866

R² = 0.9774R² = 0.9984

R² = 0.9695

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

0 50 100

Coef

icie

nte

de

ab

sorç

ão c

ap

ilar

(kg

/(m

2.m

in0,5

))


A-0 AA-10 AA-15 AA-20

72

e os respectivos coeficientes de determinação, verifica-se que, à medida que a percentagem de ARF

aumenta, o coeficiente de absorção capilar também aumenta, ou seja, a capacidade da argamassa de

absorver água capilar aumenta com a percentagem de ARF incorporado.

Os resultados obtidos estão de acordo com o verificado por Evangelista e de Brito (2010) e por Fan

et al. (2016). De facto, Fan et al. (2016) utilizou na sua investigação agregados reciclados com granu-

lometria próxima da utilizada na presente dissertação e justifica o aumento do coeficiente de absorção

de água como sendo devido à maior capacidade de absorção de água que os AR apresentam, compa-

rativamente aos AN.

Nas duas figuras apresentadas, destacam-se os valores obtidos do coeficiente de absorção capilar

para a argamassa A-50-0. Apesar de as colunas apresentadas em cada figura representarem a média

das medições realizadas em cada ensaio, dever-se-á considerar o desvio-padrão apresentado. Neste

caso, considerando o desvio-padrão da argamassa A-50-0, poder-se-á concluir que, apesar do valor

da média do coeficiente desta argamassa ser superior à média dos coeficientes das restantes famílias

(para uma percentagem de 50% de ARF), estatisticamente, esse coeficiente poderá ter valores bas-

tante inferiores aos restantes, uma vez que o seu desvio-padrão tem uma elevada abrangência. Este

destaque na argamassa A-50-0 já tinha sido feito, tanto no ensaio da resistência à compressão como

no ensaio de carbonatação. Desta forma, é possível que tenha havido erros experimentais na produção

desta argamassa, nomeadamente, na composição da mesma.

No que concerne à incorporação de MgO austríaco, os resultados obtidos são apresentados nas Fi-

guras 4.37 e 4.38. Na Figura 4.37 não existe uma variação significativa do coeficiente de absorção

capilar à medida que a taxa de substituição de MgO aumenta. Na Figura 4.38 verifica-se o aumento do

coeficiente de absorção capilar à medida que a percentagem de MgO aumenta. Excepção feita à arga-

massa AA-50, em que se verifica a tendência oposta. Esta tendência é bastante influenciada pelo valor

do coeficiente de absorção obtido para a argamassa A-50-0, sendo que já se referiu que este valor

pode não corresponder ao comportamento real desta argamassa.

Os resultados apresentados nas duas figuras anteriores não correspondem ao comportamento ex-

pectável de argamassas que incorporam MgO. De facto, Mo e Panesar (2012) e Choi et al. (2014)

referem que a utilização de MgO apresenta vantagens na redução da porosidade das misturas. Assim

sendo, seria expectável que a incorporação de MgO diminuísse a absorção capilar das argamassas

estudadas na presente investigação, uma vez que a porosidade tem grande influência neste ensaio.

No entanto, como referido no subcapítulo 4.5.2, os autores referidos utilizaram percentagens de MgO

bastante inferiores às utilizadas nesta dissertação. Desta forma, o comportamento observado ao longo

desta investigação pode não ser comparável aos observados por esses autores.

Relativamente à comparação entre os dois tipos de MgO estudados, são apresentadas as Figuras

4.39 e 4.40. Na Figura 4.39 as duas rectas de tendência apresentam coeficientes de determinação

superiores a 0,95, enquanto na Figura 4.40 os valores são os apresentados. Tendo em conta as rectas

de tendência apresentadas e os valores dos coeficientes de determinação, verifica-se a tendência re-

ferida anteriormente: à medida que a percentagem de MgO aumenta (para qualquer tipo de MgO, como

se observa), o coeficiente de absorção capilar também aumenta.

73



MgO, entre os 10 e os 90 min.



MgO, entre os 10 e os 4320 min.

Comparando os valores dos coeficientes dos dois tipos de MgO analisados, a tendência verificada no

ensaio à carbonatação confirma-se, ou seja, tanto o MgO austríaco como o MgO grego apresentam

comportamentos bastante semelhantes, relativamente à absorção por capilaridade.

Os resultados obtidos para a relação entre o coeficiente de absorção capilar e a taxa de substituição

de MgO grego são apresentados em Anexos – Figuras Y e Z.

Todos os valores dos coeficientes de absorção capilar estão apresentados em Anexos - Tabela I.

Figura 4.39 - Relação entre os coeficientes de absor-

ção capilar dos dois tipos de MgO, entre os 10 e 90

min.

Figura 4.40 - Relação entre os coeficientes de absor-

ção capilar dos dois tipos de MgO, entre os 10 e 4320

min.

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

0 10 15 20

Coef

icie

nte

de

ab

sorç

ão c

ap

ilar

(kg

/(m

2.m

in0,5

))


AA-0 AA-50 AA-100

R² = 0.5814

R² = 0.6348

R² = 0.7999

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

0 10 15 20

Coef

icie

nte

de

ab

sorç

ão c

ap

ilar

(kg

/(m

2.m

in0,5

))


AA-0 AA-50 AA-100

R² = 0.988 R² = 0.9529

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

10 15 20

Coef

icie

nte

de

ab

sorç

ão c

ap

ilar

(kg

/(m

2.m

in0,5

))


AA-0 AG-0

R² = 0.9687

R² = 0.7924

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

10 15 20

Coef

icie

nte

de

ab

sorç

ão c

ap

ilar

(kg

/(m

2.m

in0,5

))


AA-0 AG-0

75

5 Conclusões

5.1 Considerações finais

Nas últimas décadas, o sector da Construção tem desempenhado um papel importante nas econo-

mias europeias, nomeadamente em Portugal. Com a crise económica que existe na zona euro, princi-

palmente em países como Espanha, Portugal, Grécia ou Itália, este sector tem sofrido grandes perdas.

No entanto, em anos mais recentes, com a recuperação económica de alguns países, tem existido um

crescimento ligeiro na indústria da Construção. Segundo a Federação Portuguesa da Indústria da Cons-

trução e Obras Públicas (FEPICOP), o sector da Construção em Portugal tenderá a crescer mais de

2% em 2017 (FEPICOP, 2017).

Em contrapartida, dado que a indústria da Construção gera grandes quantidades de emissões polu-

entes e consome grandes quantidades de recursos, o seu crescimento e desenvolvimento traz grandes

desvantagens a nível ambiental. Deste modo, é fundamental para a sustentabilidade do sector que

sejam criadas diversas alternativas que permitam tanto a redução dessas emissões, como a diminuição

dos recursos consumidos. Assim sendo, é importante que existam estudos e investigações que não só

incentivem a reciclagem e reutilização dos materiais, como também identifiquem materiais que consi-

gam competir em termos de qualidade e custo com os materiais tradicionais mas que tenham menores

impactes ambientais.

É neste contexto que a presente investigação se torna importante. Ao longo dos tempos, têm existido

diversos estudos sobre a utilização de AR nos betões e argamassas devido à diminuição do impacte

ambiental que a mesma provoca, mas a grande inovação desta investigação é a utilização desses agre-

gados juntamente com a incorporação de MgO como ligante e substituição parcial de cimento. A retracção

é um factor com grande preponderância na perda de desempenho mecânico e de durabilidade de betões.

Desta forma, a introdução de materiais que permitam a diminuição deste parâmetro poderá ser bastante

importante num futuro próximo na Construção. Deste modo, pretendeu-se analisar os efeitos que a utili-

zação deste óxido tem em argamassas ou betões e determinar se esta inovação é competitiva com os

materiais cimentícios tradicionais.

A análise das argamassas incluiu a sua avaliação a nível mecânico, face à absorção de água, relati-

vamente à sua carbonatação e, principalmente, ao nível da sua retracção. Todos os parâmetros foram

estudados com recurso a ensaios descritos em normas europeias, de modo a que haja possibilidade

de comparação com outras investigações e reprodutibilidade por terceiros.

Considera-se que todos os objectivos traçados para a presente dissertação foram cumpridos.

5.2 Conclusões gerais

A presente dissertação teve três fases principais distintas. A primeira, denominada recolha do Estado

da arte, permitiu perceber quais as conclusões das investigações já efectuadas, tanto relativamente à

utilização de ARF como à utilização de MgO, e, deste modo, reflectir sobre os possíveis resultados que

se pode obter com a utilização destes dois materiais. Na segunda parte, denominada Campanha ex-

perimental, foram descritos todos os procedimentos de cada ensaio, tendo em conta as normas euro-

76

peias adoptadas. Na terceira e última parte, identificada como Resultados e discussão, foram apresen-

tados e analisados todos os resultados obtidos, tendo sempre presente a comparação com os estudos

já efectuados e apresentados no Estado da arte.

Nas Tabelas 5.1, 5.2 e 5.3, são apresentados todos os resultados obtidos para as diferentes arga-

massas estudadas, no que concerne a todos os ensaios realizados. Estas tabelas permitem resumir

toda a informação apresentada no Capítulo 4 e facilitar a obtenção de conclusões em geral.

Tabela 5.1 - Resultados de argamassas que incorporam apenas ARF ou apenas MgO

Ensaios A-0-0 A-50-0 A-100-0 AA-0-10 AA-0-15 AA-0-20

Trabalhabilidade (cm) 23,3 20,7 19,0 20,89 20,6 19,4

-11 -19 -10 -11 -17

Massa volúmica no estado fresco (kg/dm3) 2293,5 2217,1 2114,1 2302,3 2288,9 2309,9

-3 -8 0 = 0 = 1

Módulo de elasticidade (28 dias) (GPa) 32,1 27,7 21,2 31,5 31,6 29

-14 -34 -2 -2 -10

Módulo de elasticidade (56 dias) (GPa) 31,9 26,2 22,6 32,0 31,2 29,2

-18 -29 0 = -2 -9

Módulo de elasticidade (91 dias) (GPa) 33,7 - NA 22,5 31,9 30,3 - NA

- - -33 -5 -10 - -

Resistência à flexão (28 dias) (MPa) 7,7 7,7 6,0 7,2 7,1 5,6

0 = -21 -6 -8 -27


-10 -21 -8 -13 -10


1 -17 -4 -5 -6

Resistência à compressão (28 dias) (MPa) 53,7 54,0 44,4 43,2 46,9 42,3

0 = -17 -20 -13 -21


-12 -17 -8 -11 -16


-11 -20 -6 -13 -24

Carbonatação (28 dias) (mm) 1,01 0,68 1,21 1,22 1,39 2,39

-33 19 21 37 136

Carbonatação (91 dias) (mm) 1,99 2,86 3,92 3,00 4,38 5,83

44 97 51 120 194

Absorção de água por capilaridade (kg/(m2.min0,5)) 1,732 2,709 2,633 2,075 2,256 2,108

56 52 20 30 22

Retracção (μm/m) -439 -783 -987 -240 -55 -40

78 125 -45 -87 -91


A análise dos resultados em cada um dos ensaios realizados é baseada na percentagem de perda ou

ganho de cada parâmetro, comparativamente com o resultado obtido na argamassa de referência, e é

representada recorrendo a setas, sendo que as mesmas podem significar que os resultados foram

favoráveis ou desfavoráveis. Quando os resultados são considerados constantes (quando a percenta-

gem de perda ou ganho é de 0%), em comparação com a argamassa de referência, a sua representa-

ção é feita pelo sinal de igualdade, “=”.

Tendo em conta os resultados obtidos, verifica-se que as argamassas que incorporam ARF apresen-

tam, na generalidade, resultados bastante inferiores aos obtidos pela argamassa de referência. À me-

dida que a percentagem de ARF aumenta, essa diferença de resultados vai-se acentuando.

77

Tabela 5.2 - Resultados das argamassas que incorporam MgO austríaco e 50% de ARF

Ensaios A-50-0 AA-50-10 AA-50-15 AA-50-20

Trabalhabilidade (cm) 20,7 19,25 18,6 18,8

-7 -10 -9

Massa volúmica no estado fresco (kg/dm3) 2217,1 2228,9 2238,0 2210,1

1 1 0 =

Módulo de elasticidade (28 dias) (GPa) 27,7 27,9 26,0 24,7

1 -6 -11


-3 -3 -2

Módulo de elasticidade (91 dias) (GPa) - NA 27,2 22,1 25,0

- - - - - -

Resistência à flexão (28 dias) (MPa) 7,7 6,5 6,8 6,0

-15 -12 -22


-5 -11 -13


-18 -18 -12

Resistência à compressão (28 dias) (MPa) 54,0 52,8 46,3 33,9

-2 -14 -37


-9 -12 -35


-10 -6 -37

Carbonatação (28 dias) (mm) 0,68 1,53 2,74 3,54

124 302 420


14 81 109

Absorção de água por capilaridade (kg/(m2.min0,5)) 2,709 2,641 2,689 2,447

-3 -1 -10

Retracção (μm/m) -783 -543 -314 -446

-31 -60 -43


As argamassas que incorporam apenas MgO apresentam, na generalidade, resultados inferiores aos

obtidos pela argamassa A-0-0. Tal como acontece com a incorporação de ARF, à medida que a per-

centagem de MgO aumenta, essa variação de resultados vai-se acentuando.

Em argamassas que incorporam os dois materiais, verifica-se uma sobreposição de efeitos, o que

resulta numa diferença de valores muito mais acentuada, comparativamente com a argamassa de re-

ferência. Assim sendo, a utilização dos dois materiais em simultâneo baseia-se no somatório de efeitos

já verificados nas Tabelas 5.2 e 5.3, uma vez que as argamassas que incorporam os dois materiais

apresentaram pior desempenho.

O principal motivo de se estudar a utilização de MgO como ligante em argamassas ou betões é a sua

capacidade de expansão quando hidratado. Essa expansão, quando o MgO é incorporado em materiais

cimentícios, poderá resultar na diminuição da retracção desses materiais, sendo essa uma das razões

para a realização da presente dissertação. Atendendo aos resultados da retracção de todas as arga-

massas que incorporam MgO, verifica-se que essa teoria se verifica, isto é, quando se incorporou MgO

A (qualquer que fosse a percentagem utilizada), as respectivas argamassas apresentaram resultados

de retracção bastante inferiores aos da argamassa de referência.

No que concerne aos ensaios efectuados, a utilização de ARF e MgO A, em simultâneo, tem influência

negativa na trabalhabilidade das argamassas, na sua resistência mecânica, na sua carbonatação e na

78

sua absorção por capilaridade. Além disso, a utilização de ARF tem influência negativa na retracção

das argamassas e no seu módulo de elasticidade e a utilização de MgO A tem influência positiva na

retracção das mesmas. Relativamente à massa volúmica e ao módulo de elasticidade, este último ma-

terial não apresenta variações significativas, em relação à argamassa de referência.

Tabela 5.3 - Resultados das argamassas que incorporam MgO austríaco e 100% de ARF

Ensaios A-100-0 AA-100-10 AA-100-15 AA-100-20

Trabalhabilidade (cm) 19,0 19,0 19,3 19,5

0 = 2 3

Massa volúmica no estado fresco (kg/dm3) 2114,1 2091,4 2105,5 2101,9

-1 0 = -1


2 -9 -5

Módulo de elasticidade (56 dias) (GPa) 22,6 21,4 20,0 - NA

-5 -11 - -


-10 -8 -12


3 -5 -11


0 = -26 -27


-18 -23 -26


-1 -10 -20


-12 -24 -30


-15 -22 -21

Carbonatação (28 dias) (mm) 1,21 2,74 2,85 - NA

126 136 - -


26 43 60

Absorção de água por capilaridade (kg/(m2.min0,5)) 2,633 2,971 3,066 3,087

13 16 17

Retracção (μm/m) -987 -754 -389 -372

-24 -61 -62


Analisando o desempenho das argamassas que utilizam os dois tipos de materiais em estudo, che-

gou-se à conclusão que para atingir uma redução do impacte ambiental das argamassas com ARF,

existe como contrapartida uma redução do desempenho mecânico das mesmas.

As argamassas que incorporam 10% de MgO austríaco são as que apresentam resultados, na gene-

ralidade, mais satisfatórios. Apesar da redução significativa da resistência à compressão e do aumento

da carbonatação e da absorção por capilaridade, nos restantes ensaios, as mesmas apresentaram um

desempenho aproximadamente semelhante, ou até bastante superior (como no ensaio de retracção),

ao da argamassa de referência. Relativamente aos resultados obtidos pelas argamassas que incorpo-

ram 15 e 20% e MgO austríaco, as primeiras apresentam um desempenho mais satisfatório do que as

segundas, uma vez que os valores de retracção das duas são bastante semelhantes mas, com 15%

de MgO austríaco, os restantes resultados não são tão inferiores como os das argamassas com 20%,

comparando com a argamassa de referência.

Na Tabela 5.4, comparou-se os resultados obtidos entre as argamassas que incorporam apenas os

79

dois tipos de MgO, sendo que o formato de apresentação das comparações é o utilizado nas Tabelas

5.1, 5.2 e 5.3.

Tabela 5.4 - Resultados das argamassas que incorporam os dois tipos de MgO

Ensaios AA-0-

10 AG-0-10

AA-0-15

AG-0-15 AA-0-20 AG-0-20

Trabalhabilidade (cm) 20,9 20,4

20,6 19,9

19,4 19,5

-2 -3 1

Massa volúmica no estado fresco (kg/dm3) 2302,3 2298,7

2288,9 2290,3

2309,9 2292,3

0 = 0 = -1

Módulo de elasticidade (28 dias) (GPa) 31,5 31,2

31,6 29,2

29,0 27,4

-1 -8 -6


31,2 29,1

29,2 26,9

-4 -7 -8


30,3 28,9

- NA - NA

-4 -4 - -

Resistência à flexão (28 dias) (MPa) 7,2 6,7

7,1 6,6

5,6 5,4

-6 -7 -4


6,9 7,5

7,1 5,9

3 9 -18


6,7 6,5

6,6 6,4

-10 -2 -4

Resistência à compressão (28 dias) (MPa) 43,2 48,4

46,9 43,3

42,3 38,6

12 -8 -9


51,7 45,1

48,6 40,2

-6 -13 -17


49,7 44,6

43,2 38,0

-16 -10 -12

Carbonatação (28 dias) (mm) 1,22 1,21

1,39 1,56

2,39 2,74

-1 12 15

Carbonatação (91 dias) (mm) 3,00 2,04

4,38 4,13

5,83 - NA

-32 -6 - -

Absorção de água por capilaridade (kg/(m2.min0,5))

2,075 1,842

2,256 1,878

2,108 2,476

-11 -17 17

Retracção (μm/m) -240 -362

-55 -377

-40 -654

51 585 1553


Legenda:

Valor superior ao da argamassa de referência;

Valor inferior ao da argamassa de referência;

Verde Resultado mais vantajoso do que o da argamassa de referência (de cada análise);

Vermelho Resultado menos vantajoso do que o da argamassa de referência (de cada análise);

Laranja Ligeira variação do resultado da argamassa de referência (de cada análise);

“=” Resultado idêntico ao da argamassa de referência (de cada análise).

Comparando os resultados obtidos, chegou-se à conclusão de que as argamassas que incorporam

MgO austríaco apresentam um desempenho melhor do que as que incorporam MgO grego. Exemplo

disso é a comparação dos resultados dos dois tipos de argamassas para uma percentagem de 20%:

sem incluir o ensaio da trabalhabilidade, os resultados obtidos das argamassas que incorporam MgO

grego são inferiores aos das argamassas que incorporam MgO austríaco em todos os ensaios realiza-

dos. As principais razões para esta diferença de resultados poderá ter a ver com a diferença entre as

80

distribuições granulométricas dos dois materiais e a diferença da quantidade de água utilizada na pro-

dução das argamassas que incorporam esses materiais. Sendo a redução da retracção das argamas-

sas a grande vantagem da utilização de MgO, comparando os dois tipos de MgO utilizados, os valores

relativos à utilização do óxido grego são significativamente piores do que os da utilização do homólogo

austríaco.

5.3 Propostas de desenvolvimentos futuros

A presente dissertação permitiu investigar a viabilidade da utilização de ARF e MgO em argamassas

que podem ser consideradas micro betões. Uma vez que a utilização de MgO como substituição parcial

de cimento é uma solução muito pouco estudada, existem diversas sugestões de trabalhos futuros de

modo a aprofundar a investigação feita ao longo desta investigação.

As propostas de futuros desenvolvimentos são as seguintes:

análise de betões com valores de substituição de areia por ARF, ou incorporação de ARG, e

de cimento por MgO semelhantes aos adoptados na presente investigação;

a substituição de cimento por MgO para valores inferiores a 10%, uma vez que, para uma

substituição de 20%, os resultados obtidos não provaram ser vantajosos (menos vantajosos

seriam para substituições superiores a esse valor);

a substituição de areia por agregados reciclados finos para valores inferiores a 50%, para os

valores de substituição de cimento por MgO adoptados na presente dissertação;

análise da influência das condições de cura nos diferentes tipos de argamassas estudadas na

presente dissertação, nomeadamente com a adopção de cura húmida;

análise à composição e ao desenvolvimento microscópico dos produtos de hidratação de diferen-

tes tipos de MgO ao longo do tempo, e sua interacção com os produtos de hidratação do cimento;

a substituição de cimento por MgO e cinzas volantes, de forma a estudar o desenvolvimento

da estrutura molecular do material na presença de quantidades de sílica mais elevadas prove-

nientes das cinzas volantes;

análise do desempenho mecânico das diferentes argamassas estudadas na presente disserta-

ção para períodos de cura mais extensos.

Dado que as argamassas estudadas nesta investigação podem ser consideradas micro betões devido à

sua composição, seria interessante que se investigasse a utilização de ARF e MgO em argamassas com

exigências de desempenho mecânico mais reduzidas como, por exemplo, argamassas de revestimento.

Outros factores que se devem estudar mais aprofundadamente são: a comparação / rentabilidade

económica da utilização de MgO como substituição parcial de cimento e do seu desempenho mecânico;

e a avaliação ao ciclo de vida da mesma.

81

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I

Anexos

Tabela A - Composição química do cimento CEM I 42,5R, produzido pela Secil

SiO2 (%) Al2O3 (%) Fe2O3 (%) CaO (%) MgO (%) SO3 (%) C3S (%) C2S (%) C3A (%) C4AF (%)

19,49 5,02 3,32 63,48 1,26 3,26 57,7 16,5 4,3 11,2

Tabela B - Características físicas do cimento CEM I 42,5R, produzido pela Secil

Tempo inicial de presa (min) Tempo final de presa (min) Expansão

161 232 0

Figura A - Desenvolvimento da resistência à fle-

xão, ao longo do tempo, de argamassas que incor-

poram ARF e 10% de MgO austríaco

Figura B - Desenvolvimento da resistência à compres-

são, ao longo do tempo, de argamassas que incorpo-


Figura C - Desenvolvimento da resistência à fle-

xão, ao longo do tempo, de argamassas que incor-

poram ARF e 15% de MgO austríaco

Figura D - Desenvolvimento da resistência à compres-

são, ao longo do tempo, de argamassas que incorpo-


0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Resi

stên

cia

à f

lexã

o (

MP

a)

Tempo (dias)

AA-0-10

AA-50-10

AA-100-100

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

co

mp

ress

ão

(M

Pa

)

Tempo (dias)

AA-0-10

AA-50-10

AA-100-10

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Resi

stên

cia

à f

lexã

o (

MP

a)

Tempo (dias)

AA-0-15

AA-50-15

AA-100-150

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

co

mp

ress

ão

(M

Pa

)

Tempo (dias)

AA-0-15

AA-50-15

AA-100-15

II

Figura E - Desenvolvimento da resistência à flexão,

ao longo do tempo, de argamassas que incorporam

MgO austríaco

Figura F - Desenvolvimento da resistência à com-

pressão, ao longo do tempo, de argamassas que in-

corporam MgO austríaco

Figura G - Desenvolvimento da resistência à flexão,

ao longo do tempo de argamassas que incorporam

50% de ARF e MgO austríaco

Figura H - Desenvolvimento da resistência à com-


corporam 50% de ARF e MgO austríaco

Figura I - Desenvolvimento da resistência à flexão,

ao longo do tempo de argamassas que incorporam

100% de ARF e MgO austríaco

Figura J - Desenvolvimento da resistência à com-


corporam 100% de ARF e MgO austríaco

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Resi

stên

cia

à f

lexã

o (

MP

a)

Tempo (dias)

A-0-0

AA-0-10

AA-0-15

AA-0-200

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

co

mp

ress

ão

(M

Pa

)

Tempo (dias)

A-0-0

AA-0-10

AA-0-15

AA-0-20

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Resi

stên

cia

à f

lexã

o (

MP

a)

Tempo (dias)

A-50-0

AA-50-10

AA-50-15

AA-50-200

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

co

mp

ress

ão

(M

Pa

)

Tempo (dias)

A-50-0

AA-50-10

AA-50-15

AA-50-20

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Resi

stên

cia

à f

lexã

o (

MP

a)

Tempo (dias)

A-100-0

AA-100-10

AA-100-15

AA-100-200

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

co

mp

ress

ão

(M

Pa

)

Tempo (dias)

A-100-0

AA-100-10

AA-100-15

AA-100-20

III

Figura K - Comparação do desenvolvimento da re-

sistência à flexão, ao longo do tempo, entre arga-

massas que incorporam 10% dos dois tipos de MgO

Figura L - Comparação do desenvolvimento da resis-

tência à compressão, ao longo do tempo, entre arga-


Figura M - Comparação do desenvolvimento da

resistência à flexão, ao longo do tempo, entre arga-


Figura N - Comparação do desenvolvimento da resis-



Figura O - Comparação do desenvolvimento da re-

sistência à flexão, ao longo do tempo, entre arga-


Figura P - Comparação do desenvolvimento da resis-



0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Resi

stên

cia

à f

lexã

o (

MP

a)

Tempo (dias)

AA-0-10

AG-0-10

0

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Resi

stên

cia

à c

om

press

ão

(M

Pa

)

Tempo (dias)

AA-0-10

AG-0-10

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

fle

xã

o (

MP

a)

Tempo (dias)

AA-0-15

AG-0-15

0

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

co

mp

ress

ão

(M

Pa

)

Tempo (dias)

AA-0-15

AG-0-15

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Res

istê

nci

a à

fle

xã

o (

MP

a)

Tempo (dias)

AA-0-20

AG-0-20

0

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Resi

stên

cia

à c

om

press

ão

(M

Pa

)

Tempo (dias)

AA-0-20

AG-0-20

IV

Tabela C - Resultados da resistência à flexão, ao longo do tempo de cura

Família Resistência à flexão (MPa)


A-0-0 5,79 0,03 5,52 0,03 6,33 0,71 7,66 0,10 7,87 0,36 7,09 0,36

AA-0-10 5,51 0,29 5,67 0,25 5,81 0,29 7,17 0,61 6,88X 0,70X 6,82X 1,04X

AA-0-15 4,69 0,02 5,06 0,22 4,73 0,22 7,07 0,39 6,87 0,30 6,71 0,48

AA-0-20 4,22 0,31 4,48 0,27 5,48 0,22 5,62 0,24 7,12 0,22 6,63 0,08

A-50-0 5,57 0,26 5,64 0,22 6,07 0,58 7,66 0,47 6,74X 0,62X 7,19 0,40

AA-50-10 4,86 0,23 4,93 0,06 5,69 0,28 6,49 0,27 6,73 0,26 5,91 0,00

AA-50-15 4,85 0,15 5,05 0,33 5,28 0,22 6,78 0,26 6,31 0,31 5,89 0,50

AA-50-20 4,28 0,24 4,41X 1,20X 4,99 0,56 5,97 0,22 6,16 0,16 6,36 0,08

A-100-0 5,02 0,11 5,25 0,33 5,21 0,04 6,04 0,16 6,21 0,21 5,85 0,37

AA-100-10 4,48 0,50 4,59 0,11 5,85X 1,12X 6,21 0,35 6,19 0,19 4,83 0,38

AA-100-15 4,01 0,17 5,04 0,32 4,28 0,25 5,72 0,00 4,60 0,22 4,52 0,31

AA-100-20 3,88 0,36 4,49 0,38 4,82 0,28 5,39 0,19 4,53 0,13 4,33 0,18

AG-0-10 4,75 0,31 5,14 0,40 4,67 0,27 6,72 0,29 7,45 0,47 6,65X 0,91X

AG-0-15 4,18 0,18 4,33 0,12 4,50 0,49 6,58 0,22 7,46 0,22 6,54 0,34

AG-0-20 3,60 0,22 4,13 0,17 4,01 0,13 5,40 0,18 5,86 0,25 6,37 0,38

AG-50-10 4,90 0,18 4,50 0,08 4,80 0,07 5,92 0,37 5,90 0,32 5,70 0,44

AG-50-15 3,93 0,16 4,78 0,16 4,20 0,16 5,53 0,13 6,57 0,17 5,77 0,36

AG-50-20 3,70 0,21 4,15 0,53 4,13X 0,54X 5,45 0,46 5,35 0,18 5,05 0,48

AG-100-10 4,12 0,20 4,21X 0,55X 4,15X 0,34X 5,23 0,27 5,20 0,32 4,96 0,64

AG-100-15 3,68 0,11 4,28 0,29 3,79 0,37 5,67 0,45 5,17 0,21 4,08 0,18

AG-100-20 2,89 0,17 3,75 0,05 4,65 0,49 4,98 0,35 4,85 0,31 3,96 0,24 X Os resultados obtidos apresentam um valor bastante diferente dos restantes, sendo esse valor desprezado nas análises realizadas

Tabela D - Resultados da resistência à compressão, ao longo do tempo de cura

Família Resistência à compressão (MPa)


A-0-0 34,54X 4,12X 45,57 1,85 59,92 2,23 53,71 2,16 57,93 1,48 56,89 1,66

AA-0-10 35,36 0,65 44,35 2,09 49,35 1,41 43,24 1,72 53,56 0,93 53,70 2,08

AA-0-15 31,30 0,87 38,63 0,96 47,46 1,91 46,91 1,43 51,67 2,14 49,68 1,22

AA-0-20 28,00 0,73 32,55 1,68 45,60 0,78 42,27 2,31 48,55 1,51 41,50X 4,30X

A-50-0 38,08 1,02 50,58 3,47 47,60 1,12 53,95 1,02 50,71 1,75 50,61 2,59

AA-50-10 31,10 0,73 36,13 1,21 44,70 1,10 52,76 0,74 46,35 1,99 45,70 1,28

AA-50-15 28,55 0,77 35,15 0,97 43,51 1,22 46,34 0,79 44,72 0,39 47,35 0,92

AA-50-20 19,50 0,52 24,14 0,51 32,47 1,12 33,90 0,47 32,94 0,94 31,74 0,85

A-100-0 34,67 1,91 39,84 1,22 45,47 0,95 44,44 0,51 47,98 0,80 45,40 1,41

AA-100-10 27,31 0,59 32,45 0,82 40,22X 3,90X 44,11 1,57 42,20 1,08 38,75 0,38

AA-100-15 23,70 0,26 32,51 0,59 37,62 0,46 39,78 0,30 36,46 0,72 35,46 1,13

AA-100-20 23,09 1,26 28,03 0,89 33,29 0,54 35,77 1,16 33,62 0,99 36,02 1,62

AG-0-10 29,39 0,96 37,96 0,87 45,60 1,19 48,41 2,00 50,55 1,10 45,00 0,79

AG-0-15 25,10 0,50 31,56 0,52 41,70 0,57 43,27 1,77 45,11 1,39 44,57 2,10

AG-0-20 20,38 0,21 22,69 1,35 32,79 0,74 38,57 0,49 40,17 0,86 37,97 1,41

AG-50-10 25,79 1,01 30,44 0,85 41,82 1,20 42,38 1,54 44,05 1,34 41,65 0,47

AG-50-15 20,01 0,43 28,74 2,48 34,03 2,59 40,33 0,65 39,02 2,07 36,89 0,80

AG-50-20 19,50 0,52 24,14 0,51 32,47 1,12 33,90 0,47 32,94 0,94 31,74 0,85

AG-100-10 23,42 1,12 26,52 0,86 33,55 1,29 47,85 1,46 36,77 0,95 36,81 0,33

AG-100-15 19,42 0,26 22,75 0,37 30,67 0,71 34,83 0,55 35,71 1,19 32,99 0,98

AG-100-20 13,87 0,42 20,17 0,40 27,38 0,89 28,07 0,74 26,45 1,85 29,53 1,37 X Os resultados obtidos apresentam um valor bastante diferente dos restantes, sendo esse valor desprezado nas análises realizadas

V

Tabela E - Resultados obtidos relativamente à densidade aparente das argamassas, ao longo do tempo de cura

Família Densidade aparente (kg/m3)


A-0-0 2,20 0,01 2,19 0,01 2,19 0,01 2,17 0,00 2,15 0,00 2,08 0,11

AA-0-10 2,22 0,02 2,20 0,00 2,18 0,00 2,17 0,01 2,16 0,01 2,14 0,01

AA-0-15 2,20 0,00 2,20 0,00 2,16 0,01 2,16 0,01 2,15 0,01 2,13 0,00

AA-0-20 2,19 0,00 2,18 0,00 2,17 0,01 2,13 0,00 2,11 0,01 - NA - NA

A-50-0 2,13 0,01 2,10 0,01 2,08 0,01 2,07 0,00 2,05 0,01 - NA - NA

AA-50-10 2,13 0,01 2,12 0,01 2,08 0,00 2,08 0,00 2,05 0,00 2,05 - NA

AA-50-15 2,11 0,01 2,12 0,00 2,08 0,00 2,05 0,01 2,05 0,01 2,06 - NA

AA-50-20 2,12 0,00 2,13 0,02 2,06 0,00 2,05 0,01 2,04 0,01 2,04 0,00

A-100-0 2,04 0,01 2,01 0,00 1,97 0,00 1,95 0,00 1,97 0,00 1,97 0,00

AA-100-10 2,03 0,00 1,99 0,00 1,99 0,00 1,97 0,01 1,96 0,00 1,92 0,00

AA-100-15 2,01 0,00 2,03 0,02 1,95 0,00 1,93 0,00 1,92 0,00 1,93 0,00

AA-100-20 2,01 0,01 2,02 0,00 1,94 0,00 1,93 0,00 1,93 0,00 1,95 0,00

AG-0-10 2,20 0,00 2,21 0,01 2,17 0,01 2,15 0,00 2,14 0,01 2,13 0,00

AG-0-15 2,19 0,01 2,19 0,00 2,13 0,01 2,13 0,01 2,13 0,01 2,12 0,00

AG-0-20 2,18 0,00 2,15 0,00 2,14 0,01 2,12 0,01 2,11 0,01 - NA - NA

AG-50-10 2,12 0,00 2,11 0,01 2,07 0,00 2,05 0,00 2,08 0,00 2,03 - NA

AG-50-15 2,09 0,01 2,10 0,01 2,06 0,00 2,02 0,01 2,04 0,00 2,02 0,00

AG-50-20 2,11 0,00 2,10 0,00 2,02 0,00 2,01 0,00 2,00 0,00 2,00 0,01

AG-100-10 2,01 0,00 2,01 0,01 1,95 0,00 1,93 0,00 1,93 0,00 1,94 0,00

AG-100-15 2,01 0,00 1,99 0,00 1,93 0,00 1,95 0,00 1,94 0,00 1,93 0,00

AG-100-20 1,97 0,00 1,99 0,00 1,94 0,01 1,88 0,00 1,91 0,00 1,93 0,00


Tabela F - Correlação entre a densidade aparente e o módulo de elasticidade de cada argamassa

MgO (A1) 0 0-10 0-15 0-20 50-0 50-10 50-15 50-20 100-0 100-10 100-15 100-20

Correlação 0,994 0,998 0,996 0,997 0,999 0,996 0,988 0,994 0,997 0,996 0,993 0,996

MgO (A2) 0 0-10 0-15 0-20 50-0 50-10 50-15 50-20 100-0 100-10 100-15 100-20

Correlação 0,994 0,998 0,995 0,995 0,999 0,974 0,987 0,996 0,997 0,997 0,995 0,979

Figura Q - Variação dimensional de argamassas

que incorporam 10% de MgO e ARF

Figura R - Variação dimensional de argamassas

que incorporam 15% de MgO e ARF

-500-400-300-200-100

0100200300400500600700800900

100011001200130014001500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

AA-0-10

AA-50-10

AA-100-10

-500-400-300-200-100

0100200300400500600700800900

100011001200130014001500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

AA-0-15

AA-50-15

AA-100-15

VI

Figura S - Variação dimensional de argamassas que

incorporam 20% de MgO e ARF

Figura T - Comparação da variação dimensional das

argamassas que incorporam 10% dos dois tipos de

MgO

Figura U - Comparação da variação dimensional

das argamassas que incorporam 15% dos dois tipos

de MgO

Figura V - Comparação da variação dimensional das

argamassas que incorporam 20% dos dois tipos de

MgO

-500-400-300-200-100

0100200300400500600700800900

100011001200130014001500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

AA-0-20

AA-50-20

AA-100-20

-500-400-300-200-100

0100200300400500600700800900

100011001200130014001500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

AA-0-10

AG-0-10

-500-400-300-200-100

0100200300400500600700800900

100011001200130014001500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

AA-0-15

AG-0-15

-500-400-300-200-100

0100200300400500600700800900

100011001200130014001500

0 20 40 60 80 100

Ret

racç

ão (μ

m/m

)

Tempo (dias)

AA-0-20

AG-0-20

VII

Tabela G - Variação dimensional de argamassas que não incorporam MgO, ao longo do tempo (μm/m)

Tempo (dias) A-0-0 A-50-0 A-100-0 AA-0-10 AA-0-15 AA-0-20 AA-50-10 AA-50-15 AA-50-20 AA-100-10 AA-100-15 AA-100-20

1 0,00 - NA 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

2 -164,14 0,00 -124,67 -165,29 240,15 47,18 -102,24 61,13 20,37 119,34 38,55 -11,95

3 -176,21 -32,04 -303,75 68,60 120,50 73,38 -148,13 17,71 -21,18 -49,38 83,81 -25,65

4 -70,00 -208,67 -490,68 55,19 188,50 -16,19 -183,19 -271,74 a) -94,94 -350,08 48,67 -129,17

5 -217,24 -247,44 -552,99 -6,00 196,48 -103,79 -149,93 -70,91 -129,28 -352,66 5,40 -113,90

6 -36,21 -285,13 -522,65 -9,69 234,28 -7,88 -211,15 -135,66 -212,02 -286,03 -102,89 -181,85

7 -15,69 -328,07 -502,06 20,47 -195,41 -166,37 -255,65 -158,66 -186,99 -355,76 -117,41 -182,27

9 -53,10 -399,87 -758,29 -323,87 -86,83 -63,49 -295,17 -125,84 -411,25 -465,12 -163,49 -267,52

11 -53,10 -402,93 -813,85 -328,65 65,21 -288,17 a) -300,04 -143,85 -258,82 -555,75 -218,65 -304,25

13 -324,65 -382,45 -750,60 -133,69 141,97 -159,30 -386,22 -273,94 -418,60 -494,29 -205,75 -346,55

15 -172,59 -563,07 -861,71 -261,08 -156,18 -51,48 -352,37 -315,27 -423,33 -606,33 -339,65 -380,96

17 -342,76 -699,67b) -812,16 -341,31 -78,43 -46,40 -413,93 -351,96 -382,45 -604,70 -335,25 -360,34

19 -265,52 -540,38 -874,02 -246,15 18,83 -69,80 -453,84 -277,19 -487,00 -597,17 -335,06 -429,04

21 -369,31 -500,08 -833,61 -215,74 -15,91 -198,08 a) -416,71 -319,86 -388,99 -599,76 -349,28 -385,39

24 -265,52 -552,04 -887,58 -223,84 -83,31 -72,79 -447,15 -305,98 -366,74 -647,84 -350,56 -407,49

27 -416,38 -548,34 -668,68 b) -327,50 -154,86 -86,90 -479,36 -360,60 -408,62 -704,01 -409,62 -455,15

30 -364,48 -734,80 b) -775,43 -266,69 -80,23 -102,26 -680,39 a) -434,49 -491,43 -725,10 -378,20 -484,63

33 - NA -588,27 -868,82 -202,09 -10,26 -298,72 a) -553,35 -350,41 -407,07 -757,97 -481,65 -453,81

36 -342,76 -629,90 -918,46 -366,66 -280,92 a) -95,79 -567,14 -374,30 -434,54 -783,87 -460,76 -437,43

43 - NA -619,24 -944,28 -243,32 -87,39 -204,34 a) -533,92 -387,17 -427,22 -746,84 -404,31 -426,64

50 -376,55 -616,21 -852,09 -406,32 -107,59 -111,71 -582,52 -411,16 -427,14 -726,64 -417,68 -435,08

57 -386,20 - NA -987,33 -292,26 -56,44 -74,13 -542,52 -114,78 a) -416,50 -785,16 -409,62 -440,80

64 -487,58 -718,08 -1034,79 -245,95 - NA -70,12 -554,94 -403,48 -408,62 -816,05 -517,45 -449,89

71 -490,00 -704,26 -957,74 -229,14 -97,88 -66,10 -509,71 -457,37 -500,34 -771,95 -458,19 -538,88

78 -415,17 -675,71 -1057,44 -318,31 -64,72 -76,73 -582,92 -341,46 -502,89 -875,18 -527,82 -460,50

85 -538,27 -674,09 -1090,30 -331,23 -93,77 -64,76 -529,69 -400,98 -511,06 -821,76 -435,61 -395,73

92 -439,31 -783,02 -986,93 -239,85 -55,01 -39,55 -543,20 -313,51 -446,26 -754,26 -388,63 -372,20

b) Uma das medições foi considerada invulgar e não foi considerada nas análises realizadas NA O ensaio não foi realizado ou ocorreu um erro experimental

VIII

Tabela H – Variação dimensional das argamassas que incorporam MgO grego, ao longo do tempo (μm/m)

Tempo (dias) AG-0-10 AG-0-15 AG-0-20 AG-50-10 AG-50-15 AG-50-20 AG-100-10 AG-100-15 AG-100-20

1 0,00 0,00 - NA 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

2 301,24 18,66 0,00 -155,68 103,51 78,00 10,61 49,89 -114,15

3 88,91 105,75 -80,68 -130,72 13,62 26,00 63,67 -15,76 -147,13

4 103,51 57,23 -166,83 -211,50 -29,96 -13,00 0,00 -105,04 -192,79

5 62,37 -258,77 -207,85 -264,37 -89,89 -70,20 -31,83 -149,68 -291,72

6 157,92 -235,14 -221,52 -553,71 a) -141,65 -343,18 -129,99 -175,94 -393,19

7 -192,42 -267,48 -243,40 -321,65 -198,85 -317,18 -145,91 -246,84 -476,91

9 -203,04 -131,87 -304,94 -370,12 -460,36 -335,38 -212,23 -351,88 -606,28

11 -42,47 -84,60 -313,14 -393,62 -422,22 -389,98 -286,51 -430,65 -750,87

13 13,27 -371,99 -329,55 -395,09 -465,81 -392,57 -334,27 -527,81 -700,14

15 -311,86 -308,54 -456,72 -462,65 -523,01 -439,37 -419,16 -533,07 -788,92

17 -160,57 -261,26 -664,57 a) -680,02 a) -495,77 -483,57 -413,85 -656,49 -794,00

19 -152,61 -298,58 -495,01 -558,11 -514,84 -543,37 -490,79 -614,47 -809,22

21 -203,04 -393,14 -536,03 -599,24 -582,94 -527,77 -453,65 -638,10 -788,92

24 -276,03 -380,70 -500,48 -531,68 -552,98 -582,36 -493,44 -640,73 -956,35

27 -256,12 -324,71 -489,54 -555,18 -574,77 -590,16 -628,74 -688,00 -905,61

30 -184,46 -538,70 a) -683,72 a) -787,24 a) -626,53 -512,17 -525,28 -756,27 -969,03

33 -173,84 -301,07 -544,24 -649,18 -602,01 -623,96 -604,86 -782,53 -925,91

36 -418,02 a) -308,54 -629,02 -687,36 -640,15 -592,76 -634,05 -787,78 -948,74

43 -192,42 -345,86 -536,03 -678,55 -661,94 -590,16 -628,74 -745,77 -923,37

50 -266,74 -319,73 -577,06 -690,30 -607,46 -597,96 -599,56 -803,54 -989,33

57 -295,93 -389,40 -519,63 -710,86 -610,18 -603,16 -618,13 -793,03 -956,35

64 -261,43 -386,92 -612,61 -722,61 -610,18 -623,96 -636,70 -793,03 -991,86

71 -277,35 -421,75 -552,44 -728,49 -667,39 -610,96 -649,96 -898,07 -1055,28

78 -264,08 -374,47 -557,91 -702,05 -656,49 -712,35 -713,63 -840,30 -1009,62

85 -264,08 -444,14 -571,59 -719,67 -719,14 -636,96 -647,31 -777,28 -930,98

92 -362,28 -376,96 -653,63 -514,05 -623,80 -590,16 -588,95 -737,89 -984,25

a) O valor apresentado não faz sentido e, por essa razão, não foi contabilizado na análise de resultados NA O ensaio não foi realizado ou ocorreu um erro experimental

IX

Figura W - Relação entre a profundidade de carbo-

natação e a taxa de incorporação de ARF, aos 28

dias de carbonatação

Figura X - Relação entre a profundidade de carbo-

natação e a taxa de incorporação de MgO austríaco,

aos 28 dias de carbonatação

Figura Y - Relação entre a profundidade de carbo-

natação e a taxa de incorporação de MgO grego, aos

28 dias de carbonatação

Figura Z - Relação entre a profundidade de carbo-

natação e a taxa de incorporação de MgO grego, aos

91 dias de carbonatação

a)

b)

R² = 0,1327

R² = 0,894

R² = 0,8068

R² = 1

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 50 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)

Taxa de incorporação de ARF

(%)

AA-0

AA-10

AA-15

AA-20

R² = 0,8253

R² = 0,9939R² = 0,8006

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 10 15 20Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)

Taxa de incorporação de MgO

(%)

AA-0

AA-50

AA-100

R² = 0,851

R² = 0,9144

R² = 0,9135

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 10 15 20

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)


(%)

AG-0

AG-50

AG-100

R² = 0,7695

R² = 0,9651

R² = 0,9591

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 10 15 20Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)


(%)

AG-0

AG-50

AG-100

R² = 0,9875

R² = 0,8985

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)

Tempo (dias)

AA-0-10

AG-0-10

R² = 0,9999

R² = 0,994

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)

Tempo (dias)

AA-0-15

AG-0-15

X

c)

d)

e)

f)

g)

Figura AA - Relação entre a profundidade de carbonatação dos dois tipos de MgO ao longo do tempo: a) 10%

de MgO; b) 15% de MgO; c) 10% de MgO e 50% de ARF; d) 15% de MgO e 50% de ARF; e) 20% de MgO e

50% de ARF; f)10% de MgO e 100% de ARF; g) 15% de MgO e 100% de ARF

R² = 0,9664

R² = 0,9472

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)

Tempo (dias)

AA-50-10

AG-50-10

R² = 0,9383

R² = 0,8759

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)

Tempo (dias)

AA-50-15

AG-50-15

R² = 0,8987

R² = 0,9473

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)

Tempo (dias)

AA-50-20

AG-50-20

R² = 0,9217

R² = 0,8292

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)

Tempo (dias)

AA-100-10

AG-100-10

R² = 0,948

R² = 0,8709

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e d

e ca

rbon

ata

ção

(mm

)

Tempo (dias)

AA-100-15

AG-100-15

XI

Tabela I - Coeficientes de absorção capilar das argamassas, em kg/(m2.min0,5) (segundo a Equação 3.17)

Família Média Desvio-padrão Família Média Desvio-padrão

A-0-0 1,73 0,09 A-0-0 1,73 0,09

AA-0-10 2,08 0,05 AG-0-10 1,84 0,04

AA-0-15 2,26 0,02 AG-0-15 1,88 0,03

AA-0-20 2,11 0,10 AG-0-20 2,48 0,05

A-50-0 2,71 0,24 A-50-0 2,71 0,24

AA-50-10 2,64 0,10 AG-50-10 2,35 0,08

AA-50-15 2,69 0,07 AG-50-15 2,77 0,03

AA-50-20 2,45 0,08 AG-50-20 2,52 0,08

A-100-0 2,63 0,05 A-100-0 2,63 0,05

AA-100-10 2,97 0,19 AG-100-10 3,00 0,09

AA-100-15 3,07 0,09 AG-100-15 3,07 0,01

AA-100-20 3,09 0,07 AG-100-20 3,48 0,16

Figura BB - Relação entre o coeficiente de absorção

e a taxa de substituição de MgO grego, entre os 10 e

90 min.

Figura CC - Relação entre o coeficiente de absor-

ção e a taxa de substituição de MgO grego, entre os

10 e 90 min.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 10 15 20

Coef

icie

nte

de

ab

sorç

ão c

ap

ilar

(kg

/(m

2.m

in0

,5))


(%)

AG-0 AG-50 AG-100

R² = 0,7636

R² = 0,0089

R² = 0,9403

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 10 15 20

Coef

icie

nte

de

ab

sorç

ão c

ap

ilar

(kg

/(m

2.m

in0

,5))


(%)

AG-0 AG-50 AG-100

Argamassas com agregados reciclados produzidas com ...€¦ · decimento não se resume apenas a...

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