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CARACTERIZAÇÃO EXPERIMENTAL DE COMPÓSITOS CIMENTÍCIOS

REFORÇADOS COM FIBRAS DE PVA: PROCESSO DE FRATURA,

PROPRIEDADES TÉRMICAS, DEFORMAÇÕES DIFERIDAS E ESTABILIDADE

TÉRMICA

Margareth da Silva Magalhães

Tese de Doutorado apresentada ao Programa de

Pós-graduação em Engenharia Civil, COPPE, da

Universidade Federal do Rio de Janeiro, como

parte dos requisitos necessários à obtenção do

título de Doutor em Engenharia Civil.

Orientador: Romildo Dias Toledo Filho

Rio de Janeiro

Outubro de 2010

COPPE/UFRJCOPPE/UFRJ

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ii



PROPRIEDADES TÉRMICAS, DEFORMAÇÕES DIFERIDAS E

ESTABILIDADE TÉRMICA


TESE SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO LUIZ

COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE) DA

UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS

REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE DOUTOR EM

CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.

Examinada por:

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

OUTUBRO DE 2010

iii

Magalhães, Margareth da Silva

Caracterização Experimental de Compósitos

Cimentícios Reforçados com Fibras de PVA: Processo de

Fratura, Propriedades Térmicas, Deformações Diferidas e

Estabilidade Térmica/Margareth da Silva Magalhães. –

Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE, 2010.

XXVI, 219 p.: il.; 29,7 cm.


Tese (doutorado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de

Engenharia Civil, 2010.

Referências Bibliográficas: p. 204-219.

1. Compósitos Cimentícios. 2. Fibras de PVA. 3.

Estabilidade Térmica. I. Toledo Filho, Romildo Dias. II.

Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE,

Programa de Engenharia Civil. III. Titulo.

iv

""VVOOCCAATTUUSS AATTQQUUEE NNOONN VVOOCCAATTUUSS,, DDEEUUSS AADDEERRIITT..""

(Tradução: "Evocado ou não, Deus está presente")

Frase do Oráculo de Delphos.

Aos meus pais e irmãos.

v

―Qualquer caminho é apenas um caminho

E não constitui insulto algum – para si mesmo

Ou para os outros – abandoná-lo quando

Assim ordena o seu coração. (...)

Olhe cada caminho com cuidado e atenção.

Tente-o tantas vezes quantas julgar necessário...

Então faça a si mesmo uma pergunta: possui esse

Caminho um coração? Em caso afirmativo,

O caminho é bom. Caso contrário, esse caminho

Não possui importância alguma‖.

Carlos Castañeda

vi

AAGGRRAADDEECCIIMMEENNTTOOSS

À Deus, pela presença constante e pelo dom da vida.

À família, pelo apoio incondicional e incentivo constante.

Ao meu orientador, professor Romildo Toledo pelo incentivo, apoio, orientação e

confiança a mim dedicada durante o período de doutorado. Da mesma forma eu

agradeço ao professor Eduardo Fairbairn que, mesmo não sendo meu orientador oficial,

tenho a mesma gratidão pelos ensinamentos adquiridos. Seus ensinamentos foram muito

valiosos para mim.

A UNEB pelo afastamento concedido e ao corpo docente do Departamento de

Tecnologias e Ciências Sociais pelo apoio e incentivo durante todo o período do curso

de doutorado.

Aos amigos conquistados nesta cidade, Nívea, Ivonete, Nelson, Cid, João Guerreiro,

Eloísa, Odeir e Magda Ministério pelo convívio e amizade, não somente nos momentos

difíceis, mas durante todo o tempo, eu agradeço. De forma singular agradeço também ao

Honaldo Pignati pela amizade incondicional, carinho, atenção e dedicação que teve

sempre comigo e principalmente nos momentos de tempestades, a ti dedico meu carinho

e minha gratidão sempre. A todos eu quero que tenham a certeza que sentirei muitas

saudades de todos os momentos que passamos juntos.

Aos funcionários do PEC, Jairo e Rita, agradeço de todo coração à ajuda prestada nos

momentos certos. Da mesma forma aos técnicos do laboratório de informática, Célio e

Orlando pela contribuição neste trabalho.

Às secretárias do Labest, Sandra e Luzidele e a técnica Rosângela, pela amizade e

presteza em sempre me ajudar. Da mesma forma eu agradeço ao Rocha e Amanda.

Aos técnicos do LABEST Flávio Sarkis, Arnaldo, Manoel, Anísio, Zé Maria, Santiago,

Luís (―in memorian‖), Rodrigo, Hugo e Renan pela colaboração concedida neste

trabalho.

Agradecimento em especial aos funcionários; Adailton, Alessandro, Clodoaldo, Flávio

Costa, Hostiano e Júlio pelo apoio, carinho e dedicação concedida, os quais foram

imprescindíveis para a realização deste trabalho.

vii

Aos funcionários de apoio Josimar Santana e Ana Cristina Mota pelo convívio.

À todos os colegas do doutorado e amigos conquistados no LABEST: Alex, Ana

Catarina, Anderson Gadéa, Ana Lúcia Ana Maria, Andriela, Carlos Cortês, Carlos

Rossigali, Cíntia, Ederli, Edgar, Emerson, Eugênia, Flávio Silva, George, Goreti,

Guilherme Cordeiro, Guilherme Quinderé, Iuri, Juarez, Júlio, Luciane, Luiz, Marcos,

Maria Rita, Maurício, Otavio, Paulo, Samanta, Silvoso, Tiago, Vanessa e Yemcy. De

forma singular eu agradeço a Adcleides, Alexandre, Camila, Janine, João, Lurdes,

Norma, Reila, Rosana e Vivian pela colaboração, companhia e ajuda dedicada na tese.

A Kuraray - Japão e em especial a Nobuco Nakamura funcionária da Mitsubishi

Corporation do Brasil S/A pela doação da fibra de PVA.

A CAPES e a FAPERJ pelo suporte financeiro.

viii

Resumo da Tese apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários

para a obtenção do grau de Doutor em Ciências (D.Sc.)



PROPRIEDADES TÉRMICAS, DEFORMAÇÕES DIFERIDAS E ESTABILIDADE

TÉRMICA


Outubro/2010


Programa: Engenharia Civil

Neste trabalho foram desenvolvidas e caracterizadas experimentalmente

diferentes formulações de compósitos cimentícios reforçados com fibras de PVA

utilizando-se na matriz apenas materiais disponíveis no mercado nacional. Todas as

misturas estudadas apresentaram enrijecimento na tração direta, com capacidade de

deformação de até de 3%. A influência do tamanho do grão do agregado (0,212mm e

1,18mm) na tenacidade do compósito foi investigada e observou-se que a mesma reduz

com o aumento do diâmetro máximo do agregado. Ensaios para determinação das

propriedades térmicas do compósito assim como seu comportamento dependente do

tempo foram realizados. Ensaios físicos, mecânicos e micro-estruturais foram realizados

após submeter os compósitos a temperaturas variando de 90 a 250ºC. Os resultados

obtidos mostraram que a retração por secagem de SHCC é maior que a retração de um

concreto convencional e o comportamento de fluência na flexão depende do estado

inicial de fissuração das amostras. A deterioração do compósito foi observada em

termos de aumento da porosidade total e reduções da rigidez, ductilidade e capacidade

de deformação, além de mudanças ocorridas no patamar de fissuração. Contudo, até

145ºC o comportamento do material ainda é descrito como ―strain hardening‖ com alta

capacidade de deformação e formação de múltiplas microfissuras com abertura inferior

a 100µm. Acima de 190ºC, a capacidade de deformação já é bastante reduzida. O

compósito ainda apresentou boa resistência até 80 ciclos de choque térmico, porém com

reduzida resistência e ductilidade na flexão.

ix

Abstract of Thesis presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Doctor of Science (D.Sc.)

EXPERIMENTAL CHARACTERIZATION OF PVA FIBER REINFORCED

CEMENTITIOUS COMPOSITES: FRACTURE PROCESS, THERMAL

PROPERTIES, THERMAL STABILITY AND TIME-DEPENDENT BEHAVIOR


October/2010

Advisor: Romildo Dias Toledo Filho

Department: Civil Engineering

An experimental program was carried out to study the behavior of PVA fiber

reinforced cementitious composites. Different formulations of composites were

developed and all mixtures studied were characterized as strain hardening cementitious

composites (SHCC). Moreover, a study of the influence of aggregate on the SHCC

behavior was made. It was observed that the ductility was the property most affected.

Tests were made to determine the thermal properties and the time-dependant behavior

of SHCC. In addition, testes were carried out to study the physical and mechanical

properties of SHCC after exposure to high temperatures. The results showed that, the

drying shrinkage of SHCC is higher than normal structural concrete. Furthermore, the

bending creep depends on the cracking initial state of samples. The temperature has

affected the physical and mechanical properties of SHCC when it was heated up to

250ºC. The deterioration of the composite was observed in terms of increased porosity

and reductions of stiffness, ductility and strain capacity, and changes in the crack

pattern. However, up to 145ºC, the composite still presented a strain hardening behavior

with a pronounced multiple cracking pattern with crack width less than 100μm. After

190 ºC the reduction of ductility is more evident. The composite also showed good

resistance up to 80 cycles of thermal shock, however, it showed reduced strength and

ductility in bending.

x

SSUUMMAARRIIOO

LISTA DE FIGURAS ................................................................................................... XV

LISTA DE TABELAS .............................................................................................. XXIV

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

1.1 OBJETIVOS ................................................................................................................ 3

1.2 ESTRUTURA DO TRABALHO ............................................................................... 5

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................... 6

2.1 HISTÓRICO ................................................................................................................ 6

2.2 COMPÓSITOS CIMENTÍCIOS COM ENRIJECIMENTO NA TRAÇÃO

DIRETA (do inglês strain hardening cementitious composites - SHCC) ........................... 11

2.2.1 DESENVOLVIMENTO DE COMPÓSITOS DO TIPO SHCC ...................................... 14

2.2.1.1 Condições para que ocorra o comportamento Strain Hardening de SHCC .................. 17

2.3 DEFORMAÇÕES AO LONGO DO TEMPO DO SHCC ..................................... 23

2.3.1 FLUÊNCIA ...................................................................................................................... 24

2.3.2 RETRAÇÃO .................................................................................................................... 25

2.3.2.1 Retração Autógena ....................................................................................................... 26

2.3.2.2 Retração por secagem .................................................................................................. 27

2.4 DURABILIDADE SOB AÇÃO DE CARGAS QUÍMICAS DO SHCC ............... 28

2.5 COMPORTAMENTO DO SHCC SOB AÇÃO DE CARGAS TÉRMICAS ...... 30

2.5.1 INTRODUÇÃO ............................................................................................................... 30

2.5.2 DEGRADAÇÃO DO SHCC EM NÍVEL MICRO E MACRO ESTRUTURAL ............ 31

2.5.3 FISSURAÇÃO DE ORIGEM TÉRMICA EM POUCAS IDADES DO SHCC .............. 34

2.5.4 DURABILIDADE EM BAIXAS TEMPERATURAS DO SHCC .................................. 35

3 PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL .............................................................. 36

3.1 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS .............................................................. 40

3.1.1 PROPRIEDADES FÍSICAS ............................................................................................ 40

3.1.1.1 Massa específica da fibra ............................................................................................. 40

3.1.1.2 Porosidade total............................................................................................................ 40

3.1.2 ANÁLISES MICROESTRUTURAIS ............................................................................. 41

3.1.2.1 Porosimetria por intrusão de mercúrio ......................................................................... 41

3.1.2.2 Análise microscópica ................................................................................................... 43

xi

3.1.3 PROPRIEDADES MECÂNICAS .................................................................................... 44

3.1.3.1 Comportamento sob compressão axial ........................................................................ 44

3.1.3.2 Comportamento sob flexão .......................................................................................... 46

3.1.3.3 Ensaios de tração direta no compósito ......................................................................... 47

3.1.3.3.1 Setup 01 .................................................................................................................. 47

3.1.3.3.2 Setup 02 .................................................................................................................. 49

3.1.3.4 Ensaios de tração na fibra de PVA............................................................................... 50

3.1.3.5 Análise do processo de fissuração nos ensaios de flexão e tração direta ..................... 51

3.1.4 ESTUDO DAS DEFORMAÇÕES DIFERIDAS DE COMPÓSITOS SHCC ................. 53

3.1.4.1 Retração autógena ........................................................................................................ 53

3.1.4.1.1 Determinação do patamar de percolação ................................................................ 56

3.1.4.2 Retração por secagem .................................................................................................. 58

3.1.4.3 Fluência na flexão ........................................................................................................ 60

3.1.4.4 Comportamento do padrão de fissuras do SHCC sob carga constante ........................ 61

3.1.5 PROPRIEDADES TÉRMICAS ....................................................................................... 63

3.1.5.1 Calor específico ........................................................................................................... 63

3.1.5.2 Coeficiente de dilatação térmica .................................................................................. 65

3.1.5.3 Difusividade térmica .................................................................................................... 67

3.1.5.4 Condutividade Térmica ................................................................................................ 69

3.1.5.5 Elevação adiabática de temperatura ............................................................................. 69

3.1.6 ANÁLISES POR TERMOGRAVIMETRIA E CALORIMETRIA DIFERENCIAL DE

VARREDURA .................................................................................................................................. 72

3.1.7 RESISTÊNCIA A CICLOS DE CHOQUE TÉRMICO ................................................... 74

3.1.8 AQUECIMENTO DAS AMOSTRAS PARA OS ENSAIOS COM TEMPERATURA . 76

3.1.9 ANÁLISE ESTATÍSTICA DOS DADOS EXPERIMENTAIS ...................................... 77

3.2 PROPRIEDADES DOS MATERIAIS UTILIZADOS .......................................... 78

3.2.1 CIMENTO ....................................................................................................................... 78

3.2.2 CINZA VOLANTE .......................................................................................................... 80

3.2.3 AREIA ............................................................................................................................. 82

3.2.4 FIBRA .............................................................................................................................. 83

3.2.5 ADITIVOS QUÍMICOS .................................................................................................. 83

3.2.6 ÁGUA .............................................................................................................................. 84

4 DESENVOLVIMENTO DE COMPÓSITOS DO TIPO SHCC COM

MATERIAIS LOCAIS ................................................................................................. 85

4.1 INTRODUÇÃO ......................................................................................................... 85

4.2 DOSAGEM DOS COMPÓSITOS ........................................................................... 85

4.2.1 MOLDAGEM DOS COMPÓSITOS ............................................................................... 86

xii

4.3 PROPRIEDADES FÍSICAS E MECÂNICAS DOS COMPÓSITOS

DESENVOLVIDOS .............................................................................................................. 88

4.3.1 INFLUÊNCIA DO TEOR DE AREIA EM MISTURAS SEM CINZA VOLANTE

(MISTURAS M01, M02 E M03) ...................................................................................................... 88

4.3.1.1 Propriedades físicas dos compósitos ............................................................................ 88

4.3.1.2 Comportamento sob tração direta ................................................................................ 89

4.3.1.3 Comportamento sob flexão .......................................................................................... 93

4.3.1.4 Comportamento sob compressão axial ........................................................................ 95

4.3.2 INFLUÊNCIA DO TEOR DE CINZA VOLANTE (MISTURAS M02, M04 E M05) ... 97

4.3.2.1 Propriedades físicas dos compósitos ............................................................................ 97

4.3.2.2 Comportamento sob tração direta ................................................................................ 98

4.3.2.3 Comportamento sob flexão ........................................................................................ 102

4.3.2.4 Comportamento sob compressão axial ...................................................................... 104

4.3.3 INFLUÊNCIA DO TEOR DE AREIA EM MISTURAS COM ALTO TEOR DE CINZA

VOLANTE (MISTURAS CF01 E CF02) ........................................................................................ 106

4.3.3.1 Propriedades físicas dos compósitos .......................................................................... 106

4.3.3.2 Comportamento sob tração direta .............................................................................. 107

4.3.3.3 Comportamento sob flexão ........................................................................................ 109

4.3.3.4 Comportamento sob compressão axial ...................................................................... 111

4.4 INFLUÊNCIA DO TAMANHO DO AGREGADO NAS PROPRIEDADES

FÍSICAS E MECÂNICAS DE SHCC ............................................................................... 113

4.4.1 PROPRIEDADES FÍSICAS DOS COMPÓSITOS ....................................................... 113

4.4.2 COMPORTAMENTO SOB TRAÇÃO DIRETA .......................................................... 113

4.4.3 COMPORTAMENTO SOB FLEXÃO .......................................................................... 116

4.4.4 COMPORTAMENTO SOB COMPRESSÃO AXIAL .................................................. 117

4.5 PROCESSO DE FRATURA DE COMPÓSITOS SHCC SOB CARGAS DE

FLEXÃO E TRAÇÃO DIRETA ........................................................................................ 119

4.5.1.1 Modo de ruptura dos compósitos quando submetidos a esforços de flexão ............... 119

4.5.1.2 Modo de ruptura dos compósitos quando submetidos a esforços de tração direta ..... 122

4.6 RESUMO DO CAPÍTULO 4 ................................................................................. 128

5 ESTUDO DAS DEFORMAÇÕES DIFERIDAS .............................................. 130

5.1 INTRODUÇÃO ....................................................................................................... 130

5.2 RETRAÇÃO AUTÓGENA .................................................................................... 130

5.3 RETRAÇÃO POR SECAGEM ............................................................................. 132

5.4 FLUÊNCIA NA FLEXÃO ...................................................................................... 136

xiii

5.5 COMPORTAMENTO DO PADRÃO DE FISSURAS DO SHCC SOB CARGA

CONSTANTE ...................................................................................................................... 137


6 PROPRIEDADES TÉRMICAS ......................................................................... 145

6.1 INTRODUÇÃO ....................................................................................................... 145

6.2 CALOR ESPECÍFICO ........................................................................................... 145

6.3 DIFUSIVIDADE TÉRMICA ................................................................................. 147

6.4 CONDUTIVIDADE TÉRMICA ............................................................................ 148

6.5 COEFICIENTE DE DILATAÇÃO TÉRMICA ................................................... 149

6.6 ELEVAÇÃO ADIABÁTICA DA TEMPERATURA .......................................... 149


7 ESTABILIDADE TÉRMICA DA FIBRA DE PVA E DE COMPÓSITOS DO

TIPO SHCC ................................................................................................................ 152

7.1 INTRODUÇÃO ....................................................................................................... 152

7.2 ESTABILIDADE TÉRMICA DA FIBRA DE PVA ............................................ 152

7.2.1 ANÁLISE POR TG/DTG E DSC DA FIBRA DE PVA ................................................ 152

7.2.2 MUDANÇAS NA MASSA ESPECÍFICA DA FIBRA DE PVA COM A EXPOSIÇÃO

A ALTAS TEMPERATURAS ........................................................................................................ 156

7.2.3 VARIAÇÃO DA RESISTÊNCIA À TRAÇÃO DA FIBRA DE PVA APÓS

EXPOSIÇÃO À ALTAS TEMPERATURAS ................................................................................. 157

7.3 ESTABILIDADE TÉRMICA DO SHCC ............................................................. 160

7.3.1 ANÁLISE POR TG/DTG .............................................................................................. 160

7.3.2 PROPRIEDADES MECÂNICAS RESIDUAIS DO SHCC APÓS EXPOSIÇÃO A

ALTAS TEMPERATURAS ............................................................................................................ 161

7.3.2.1 Comportamento tensão x deformação na tração direta .............................................. 161

7.3.2.1.1 Processo de fratura na tração direta ...................................................................... 165

7.3.2.2 Comportamento carga x deslocamento na flexão ...................................................... 172

7.3.2.2.1 Processo de fratura na flexão ................................................................................ 175

7.3.2.3 Comportamento tensão x deformação na compressão axial ...................................... 177

7.3.3 ANÁLISE MICRO-ESTRUTURAL DO SHCC ........................................................... 180

7.3.3.1 Variação na estrutura de poros do SHCC com o aumento da temperatura ................ 180

7.3.3.2 Análise microscópica da superfície de fratura com o aumento da temperatura ......... 183

7.3.4 PROPRIEDADES FÍSICAS RESIDUAIS DO SHCC .................................................. 186

7.3.4.1 Absorção de água, massa específica e porosidade total ............................................. 186

xiv

7.4 ESTABILIDADE TÉRMICA DA MATRIZ ........................................................ 188

7.4.1 PROPRIEDADES MECÂNICAS RESIDUAIS ............................................................ 188

7.4.1.1 Comportamento carga x deslocamento na flexão ...................................................... 188

7.4.1.2 Comportamento tensão x deformação na compressão axial ...................................... 190

7.4.2 PROPRIEDADES FÍSICAS RESIDUAIS..................................................................... 193

7.4.2.1 Absorção de água, massa específica e porosidade total ............................................. 193

7.5 RESISTÊNCIA A CICLOS DE CHOQUE TÉRMICO ...................................... 194


8 CONCLUSÕES ................................................................................................... 201

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...................................................................... 204

xv

LLIISSTTAA DDEE FFIIGGUURRAASS

Figura 2.1 – Classificação de FRC em relação à resposta tensão x deformação na tração

e suas implicações na flexão (adaptada de NAAMAN, 2008). ........................................ 9

Figura 2.2 – Classificação de compósitos cimentícios reforçados com fibras. (JSCE

2008). ................................................................................................................................ 9

Figura 2.3 – Comparação típica tensão x deformação entre FRC (a) e HPFRCC (b), sob

tração direta (NAAMAN, REINHARDT, 2006)............................................................ 11

Figura 2.4 – Curva tensão x deformação x abertura de fissuras de SHCC. (LI, 2005). . 12

Figura 2.5 – Reparo da represa Mitaka, Japão (KOJIMA et al, 2004). .......................... 13

Figura 2.6 – Tabuleiro da ponte Mihara, em Hokkaido, utilizando-se aço e ECC (LI,

2004). .............................................................................................................................. 13

Figura 2.7 – Reparo do tabuleiro de uma ponte em Michigan, Estados Unidos,

utilizando-se ECC (LI, 2004). ........................................................................................ 13

Figura 2.8 – Fissura estável e constante. a) Estado de tensões e b) Análise do contorno

pelo método da integral J (MARSHALL, COX, 1988 apud LI, 1993). ......................... 19

Figura 2.9 – Gráfico tensão x abertura de fissura mostrando a energia complementar

(área pintada): (a) no ponto de fissuração da matriz e (b) em qualquer nível de tensão

(Adaptado de NAAMAN, 2008) .................................................................................... 19

Figura 2.10 – Tipos de fissura (LI, 2003) ....................................................................... 21

Figura 2.11 – Curva de deformação autógena de ECC (WANG, LI 2005). .................. 27

Figura 3.1 – Quadro dos ensaios realizados para o estudo das propriedades físicas,

mecânicas e o processo de fratura de SHCC. ................................................................. 37

Figura 3.2 – Quadro dos ensaios realizados para o estudo das propriedades térmicas de

SHCC. ............................................................................................................................. 38

Figura 3.3 – Quadro dos ensaios realizados para o estudo das deformações diferidas de

SHCC. ............................................................................................................................. 38

Figura 3.4 – Quadro dos ensaios realizados para o estudo da estabilidade térmica de

SHCC, matriz e fibra de PVA. ....................................................................................... 39

Figura 3.5 - Máquina de ensaio (a) e configuração do ensaio de compressão (b).......... 44

Figura 3.6 - Desenho esquemático do diagrama utilizado na determinação do índice de

tenacidade na compressão, segundo LIMA (2004). ....................................................... 46

Figura 3.7 - Configuração do ensaio de flexão em quatro pontos. ................................. 46

xvi

Figura 3.8 – Preparação das extremidades das amostras utilizadas nos ensaios de tração

direta. .............................................................................................................................. 48

Figura 3.9 - (a)Máquina de ensaio e (b)configuração do ensaio de tração direta. .......... 48

Figura 3.10 - Curva típica de um compósito com múltiplas fissuras. ............................ 49

Figura 3.11 – (a) Amostra utilizada no ensaio de tração direta – setup 02 (todas as

dimensões em milímetros) e (b) configuração do ensaio. .............................................. 50

Figura 3.12 – a) Montagem do corpo de prova usado para o ensaio de tração e b) Setup

do ensaio de tração na fibra (todas as dimensões em milímetros).................................. 51

Figura 3.13 – Montagem do setup para análise do patamar de fissuração na (a) tração

direta e (b) flexão. ........................................................................................................... 52

Figura 3.14 – Regiões de análise do patamar de fissuração. (a) amostra submetida à

tração direta e (b) amostra submetida à tração na flexão. .............................................. 53

Figura 3.15 – Ensaio de retração autógena. (a) Moldes utilizados, (b) moldagem dos

corpos de prova, (c) ensaio em andamento e (d) sistema de aquisição da temperatura

gerada pela reação de hidratação. ................................................................................... 55

Figura 3.16 – Execução do ensaio para determinação do patamar de percolação do

compósito. ...................................................................................................................... 57

Figura 3.17 – Curva obtida na determinação do patamar de percolação. ....................... 58

Figura 3.18 – Etapas do ensaio de retração por secagem: (a) leitura das variações

dimensionais no relógio comparador e (b) verificação da massa. .................................. 59

Figura 3.19 – Pórtico utilizado para os ensaios de fluência. .......................................... 60

Figura 3.20 – Configuração do ensaio de fluência ......................................................... 61

Figura 3.21 – Configuração do ensaio do comportamento de SHCC fissurado sob carga

constante. (a) amostras pré-fissuradas até a primeira fissura e (b) amostras pré-

fissuradas até 10mm de deslocamento............................................................................ 62

Figura 3.22 – Ensaio de calor específico: (a) molde e corpo-de-prova e (b) calorímetro

usado para determinação do calor específico. ................................................................ 64

Figura 3.23 – Ensaio de dilatação térmica: (a) corpos de prova preparados para as

leituras e (b) detalhe do sistema de leitura das deformações. ......................................... 66

Figura 3.24 – Salas climatizadas utilizadas para o ensaio de dilatação térmica. ............ 67

Figura 3.25 – Ensaio de difusividade térmica: (a) tanque com água a 20ºC, (b) tanque

com água a 40ºC ou 60ºC e (c) tanque de resfriamento com água a 4ºC ....................... 68

Figura 3.26 – Calorímetro adiabático. ............................................................................ 70

xvii

Figura 3.27 – Processo de moldagem do corpo de prova. (a) colocação da mistura no

molde, (b) vedação do molde, (c) colocação do molde no calorímetro e (d) colocação do

termômetro no calorímetro. ............................................................................................ 71

Figura 3.28 – Detalhe do interior do forno. .................................................................... 73

Figura 3.29 – Esquema do forno-balança para análise por termogravimetria do

compósito. ...................................................................................................................... 74

Figura 3.30 – Equipamento utilizado no ensaio de choque térmico. .............................. 75

Figura 3.31 – Sequencia do ensaio de choque térmico: (a) amostra prestes a entrar no

forno, (b) amostra sendo conduzida até o recipiente com água e amostra no recipiente

com água (c). .................................................................................................................. 76

Figura 3.32 – (a) Forno utilizado para aquecimento dos corpos de prova e (b) curvas de

aquecimento e resfriamento dos corpos de prova. .......................................................... 77

Figura 3.33 – Curva granulométrica do cimento CP II F-32. ......................................... 79

Figura 3.34 – Curvas TG/DTG do cimento Portland CP II F-32. .................................. 80

Figura 3.35 – Curva granulométrica da cinza volante. ................................................... 81

Figura 3.36 – Curva TG/DTG da cinza volante. ............................................................ 82

Figura 3.37 – Curva granulométrica da areia. ................................................................ 83

Figura 4.1 – (a) Argamassadeira utilizada na moldagem dos corpos de prova, (b) ensaio

de consistência e (c) câmara úmida. ............................................................................... 88

Figura 4.2 – Curvas tensão x deformação na tração direta das misturas M01 (a), M02 (b)

e M03 (c). ....................................................................................................................... 90

Figura 4.3 – Forma de ruptura típica das misturas (a) M01, (b) M02 e (c) M03 após

ensaios de tração direta . ................................................................................................. 92

Figura 4.4 – Curvas tensão x deslocamento na flexão para as misturas (a) M01, (b) M02

e (c) M03. ....................................................................................................................... 93

Figura 4.5 – Modo de ruptura na flexão das mistura (a)M01, (b) M02 e (c) M03. ........ 95

Figura 4.6 – Curvas tensão x deformação sob compressão axial.das misturas (a) M01,

(b) M02 e (c) M03 .......................................................................................................... 96

Figura 4.7 – Modo de ruptura típico das misturas (a)M01, (b) M02 e (c) M03 após

ensaio de compressão axial............................................................................................. 97

Figura 4.8 – Curvas tensão x deformação na tração direta das misturas: (a) M02, (b)

M04 e (c) M05. ............................................................................................................... 99

Figura 4.9 – Forma de ruptura das amostras das misturas (a) M02, (b) M04 e (c) M05.

...................................................................................................................................... 101

xviii

Figura 4.10 – Curvas tensão x deslocamento na flexão para as misturas (a) M02, (b)

M04 e (c) M05. ............................................................................................................. 102

Figura 4.11 – Modo de ruptura das mistura (a)M02, (b) M04 e (c)M05 após ruptura no

ensaio de flexão. ........................................................................................................... 104

Figura 4.12 – Curvas tensão x deformação na compressão das misturas: (a) M02, (b)

M04 e (c) M05. ............................................................................................................. 105

Figura 4.13 – Modo de ruptura típico das misturas (a)M02, (b)M04 e (c)M05 após

ensaios de compressão axial. ........................................................................................ 106

Figura 4.14 – Curvas tensão x deformação na tração direta das misturas: (a) CF01 e (b)

CF02. ............................................................................................................................ 108

Figura 4.15 – Curvas tensão x deslocamento na flexão para as misturas: (a) CF01 e (b)

CF02. ............................................................................................................................ 109

Figura 4.16 – Curvas tensão x deformação na compressão das misturas: (a) CF01 e (b)

CF02. ............................................................................................................................ 111

Figura 4.17 – Modo de ruptura típico dos compósitos na compressão axial. (a) CF01 e

(b) CF02. ....................................................................................................................... 112

Figura 4.18 – Curvas tensão x deformação na tração das misturas: (a) CF01 e (b)CG.

...................................................................................................................................... 114

Figura 4.19 – Curvas tensão x deslocamento na flexão das misturas: (a) CF01 e (b) CG.

...................................................................................................................................... 116


CG. ................................................................................................................................ 117

Figura 4.21 – Modo de ruptura típico dos compósitos na compressão. (a)CF01, (b)CG.

...................................................................................................................................... 118

Figura 4.22 – Correlação da densidade de fissuração com o deslocamento no meio do

vão para diferentes níveis de deslocamento durante os ensaios de flexão. .................. 119

Figura 4.23 – Patamar de fissuração típico dos compósitos CF01, CF02 e CG observado

durante os ensaios de flexão ......................................................................................... 121

Figura 4.24 – Correlação da densidade média de fissuração com a deformação dos

compósitos CF01, CF02 e CG durante os ensaios de tração direta. ............................. 124

Figura 4.25 – Desenvolvimento da abertura média de fissura com a deformação dos

compósitos CF01, CF02 e CG durante os ensaios de tração direta. ............................. 125

Figura 4.26 – Patamar de fissuração típico na tração dos compósitos CF01, CF02 e CG.

...................................................................................................................................... 127

xix

Figura 5.1 – Curva média de retração autógena do SHCC. .......................................... 130

Figura 5.2 – Curva média de variação de temperatura do SHCC................................. 132

Figura 5.3 – Curva média de retração para amostras sem selagem com início do ensaios

aos 7 e 28dias. (a) escala linear e (b) escala logarítmica. ............................................. 133

Figura 5.4 – Curvas da taxa de variação da retração por secagem em relação ao tempo

do compósito com início do ensaio aos 7 e 28dias. ...................................................... 134

Figura 5.5 – Curva média de variação de massa de água com a idade de ensaio (a) e

relação da variação de massa de água com a retração por secagem. ............................ 135

Figura 5.6 – Curva média deslocamento total medido x tempo. .................................. 136

Figura 5.7 – Curva média deslocamento por fluência x tempo, medido no pórtico de

fluência ( sem o deslocamento instantâneo referente a aplicação da carga). ............... 136

Figura 5.8 – Fotografia da face inferior de uma das amostras utilizadas no ensaio de

fluência. ........................................................................................................................ 137

Figura 5.9 – Curvas de carregamento e descarregamento realizados na prensa de ensaios

mecânicos para amostras (a) pré-fissuradas até a primeira fissura (PF-1F) e (b) pré-

fissuradas até =10mm (PF-10mm). ............................................................................ 138

Figura 5.10 – Curvas médias deslocamento total x tempo de amostras pré-fissuradas.139

Figura 5.11 – Curvas médias deslocamento medido no tempo x tempo de ensaio de

amostras pré-fissuradas................................................................................................. 139

Figura 5.12 – Curvas médias (a)número de fissuras x tempo e (b) abertura de fissura x

tempo. ........................................................................................................................... 140

Figura 5.13 – Padrão de fissuração típico dos compósitos pré-fissurados, observados

durante o tempo de ensaios. (Tempo em dias) ............................................................. 142

Figura 6.1 – Variação do calor específico com a temperatura para as condições 100% de

saturação e 20% de saturação. ...................................................................................... 146

Figura 6.2 – Curvas de elevação adiabática da temperatura do compósito. ................. 150

Figura 7.1 – Análise térmica realizada na fibra de PVA. (a) curvas de TG/DTG e (b)

curva de DSC. ............................................................................................................... 152

Figura 7.2 – Imagens por microscopia e câmera digital da fibra de PVA sem

aquecimento. ................................................................................................................. 154

Figura 7.3 – Imagens por microscopia e câmera digital da fibra de PVA após

aquecimento a 90o C. .................................................................................................... 154


aquecimento a 110oC. ................................................................................................... 154

xx


aquecimento a 145oC. ................................................................................................... 155


aquecimento a 190oC. ................................................................................................... 155


aquecimento a 220oC. ................................................................................................... 155


aquecimento a 250oC. ................................................................................................... 156

Figura 7.9 – Variação da massa específica da fibra com a temperatura de exposição. 156

Figura 7.10 – Curvas tensão – deformação da fibra de PVA após aquecimento a

diferentes níveis de temperatura. .................................................................................. 158

Figura 7.11 – Variação do (a) módulo de elasticidade, (b) resistência à tração e (c)

deformação máxima (c) da fibra de PVA com a temperatura de exposição. ............... 159

Figura 7.12 – Curvas TG/DTG do compósito. ............................................................. 160

Figura 7.13 – Curvas tensão x deformação na tração direta do compósito sem

aquecimento e aquecido a 90°C. .................................................................................. 161

Figura 7.14 – Curvas tensão x deformação na tração direta do compósito aquecido a

110°C e 145°C. ............................................................................................................. 161


190°C e 250°C. ............................................................................................................. 162

Figura 7.16 –Variação da (a) tensão de primeira fissura e (b) deformação de primeira

fissura na tração direta com a temperatura de exposição (valores normalizados em

relação aos respectivos valores de referência). ............................................................. 163

Figura 7.17 – Variação da (a)tensão máxima pós-fissuração e (b)capacidade de

deformação na tração direta com a temperatura de exposição (valores normalizados em

relação aos respectivos valores de referência). ............................................................. 164

Figura 7.18 – Variação do módulo de elasticidade medido na tração direta com a

temperatura de exposição (valores normalizados em relação aos valores de referência).

...................................................................................................................................... 165

Figura 7.19 – Variação da densidade de fissuração com a deformação dos compósitos

para as diferentes temperaturas estudadas. ................................................................... 166

Figura 7.20 – Padrão de fissuração típico dos compósitos de referência para diferentes

níveis de deformação. ................................................................................................... 167

xxi

Figura 7.21 – Patamar de fissuração típico dos compósitos aquecidos a 90ºC para

diferentes níveis de deformação ................................................................................... 167

Figura 7.22 – Patamar de fissuração típico dos compósitos aquecidos a temperaturas de

110ºC para diferentes níveis de deformação. ............................................................... 168


145ºC para diferentes níveis de deformação. ............................................................... 168

Figura 7.24 – Patamar de fissuração típico dos compósitos aquecidos a 190ºC e 250ºC.

...................................................................................................................................... 168

Figura 7.25 – Desenvolvimento da abertura de fissura dos compósitos na tração direta

para os diferentes níveis de temperatura estudados. ..................................................... 170

Figura 7.26 – Curvas típicas tensão x deslocamento do compósito de referência e após

exposição a diferentes níveis de temperatura. .............................................................. 172

Figura 7.27 – Variação da (a) tensão de primeira fissura e (b) deslocamento de primeira

fissura com a temperatura, na flexão (valores normalizados em relação aos valores de

referência). .................................................................................................................... 174

Figura 7.28 – Variação da (a) tensão máxima pós-fissuração e (b) deslocamento

máximo na flexão com a temperatura de exposição (valores normalizados em relação

aos valores de referência). ............................................................................................ 175

Figura 7.29 – Relação densidade de fissuração x deslocamento para cada nível de

temperatura estudado. ................................................................................................... 176

Figura 7.30 – Padrão de fissuração dos corpos de prova de flexão para cada nível de

temperatura estudado. ................................................................................................... 177

Figura 7.31 – Curvas típicas tensão x deformação na compressão antes e após exposição

a diferentes níveis de temperatura. ............................................................................... 178

Figura 7.32 – Variação do módulo de elasticidade (a) e da resistência à compressão (b)

com a temperatura de exposição (valores normalizados em relação aos valores de

referência). .................................................................................................................... 179

Figura 7.33 – Modo de ruptura típico do compósito após os ensaios de compressão. . 180

Figura 7.34 – Curvas volume de intrusão cumulativo x diâmetro do poro para amostras

aquecidas e amostras sem aquecimento (referência). ................................................... 181

Figura 7.35 – Curvas volume de intrusão incremental x diâmetro do poro para amostras

aquecidas e amostras sem aquecimento (referência). ................................................... 181

Figura 7.36 – Análise microscópica da superfície de fratura das amostras de referência.

...................................................................................................................................... 184

xxii

Figura 7.37 – Análise microscópica da superfície de fratura das amostras aquecidas a

90ºC. ............................................................................................................................. 184


110ºC. ........................................................................................................................... 184


145ºC. ........................................................................................................................... 185


190ºC. ........................................................................................................................... 185


250ºC. ........................................................................................................................... 185

Figura 7.42 – Correlação das propriedades físicas residuais com a temperatura de

exposição. (a) Absorção de água, (b) porosidade total e (c) massa específica. ............ 187

Figura 7.43 – Curvas típicas tensão x deslocamento da matriz para amostras sem

aquecimento e aquecida a 90°C. ................................................................................... 188

Figura 7.44 – Curvas típicas tensão x deslocamento da matriz para amostras aquecida a

110°C e 145°C. ............................................................................................................. 189

Figura 7.45 – Curvas típicas tensão x deslocamento da matriz para amostras aquecida a

190°C e 250°C .............................................................................................................. 189

Figura 7.46 – (a) Tensão de primeira fissura relativa e (b) deslocamento de primeira

fissura relativo como uma função da temperatura para a matriz e o compósito. ......... 190

Figura 7.47 – Curvas típicas tensão x deformação na compressão da matriz antes e após

exposição a diferentes níveis de temperatura. .............................................................. 191

Figura 7.48 – Correlação do módulo de elasticidade (a) e da resistência à compressão

(b) com a temperatura de exposição para o compósito e a matriz. ............................... 192

Figura 7.49 – Modo de ruptura típico da matriz antes e após exposição a diferentes

níveis de temperatura. ................................................................................................... 192


exposição. (a) Absorção de água, (b) porosidade total e (c) massa específica. ............ 194

Figura 7.51 – Curvas típicas de flexão em amostras submetidas a ciclos de choque

térmico. ......................................................................................................................... 196

Figura 7.52 – Ilustração das (a) amostras de referência e após 80 ciclos de choque

térmico em (b)145ºC e (c) 250ºC. ................................................................................ 197

Figura 7.53 – Corpos de prova após ensaios de flexão. (a) referência e (b) amostras

submetidas a 80 ciclos de choque térmico em 145ºC ................................................... 198

xxiii

Figura 7.54 – Corpos de prova após ensaios de flexão em amostras submetidas a 80

ciclos de choque térmico em 250ºC. ............................................................................ 198

xxiv

LLIISSTTAA DDEE TTAABBEELLAASS

Tabela 3.1 – Propriedades químicas e físicas do cimento CP II F-32. ........................... 79

Tabela 3.2 – Propriedades químicas e físicas da cinza volante. ..................................... 81

Tabela 3.3 – Propriedades físicas dos agregados miúdos utilizados nos ensaios. .......... 82

Tabela 3.4 – Propriedades da fibra PVA. ....................................................................... 83

Tabela 3.5 – Propriedades dos aditivos. ......................................................................... 84

Tabela 4.1 – Misturas estudadas: composição (kg/m3) e traço dos materiais. ............... 86

Tabela 4.2 – Propriedades físicas das mistura M01, M02 e M03. ................................ 89

Tabela 4.3 – Resultados experimentais do comportamento na tração direta das misturas

M01, M02 e M03. ........................................................................................................... 91

Tabela 4.4 – Valores médios experimentais obtidos dos ensaios de flexão das mistura

M01, M02 e M03. ........................................................................................................... 94

Tabela 4.5 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão das misturas M01,

M02 e M03. .................................................................................................................... 97

Tabela 4.6 – Propriedades físicas das mistura M02, M04 e M05. ................................ 98


M02, M04 e M05. ......................................................................................................... 100

Tabela 4.8 – Resultados experimentais dos ensaios de flexão das misturas M02, M04 e

M05. .............................................................................................................................. 103

Tabela 4.9 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão axial das mistura

M02, M04 e M05. ......................................................................................................... 105

Tabela 4.10 – Propriedades físicas das mistura. ........................................................... 107

Tabela 4.11 – Resultados experimentais dos ensaios de tração dos compósitos CF01 e

CF02. ............................................................................................................................ 108

Tabela 4.12 – Resultados experimentais dos ensaios de flexão dos compósitos CF01 e

CF02. ............................................................................................................................ 110

Tabela 4.13 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão dos compósitos

CF01 e CF02. ................................................................................................................ 111

Tabela 4.14 – Propriedades físicas das misturas CF01 e CG. ...................................... 113

Tabela 4.15 – Resultados experimentais dos ensaios de tração das misturas CF01 e CG.

...................................................................................................................................... 114

xxv

Tabela 4.16 – Resultados experimentais dos ensaios de flexão das misturas CF01 e CG.

...................................................................................................................................... 116

Tabela 4.17 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão nas misturas CF01 e

CG. ................................................................................................................................ 118

Tabela 4.18 – Sumário da abertura de fissura dos compósitos CF01, CF02 e CG

submetidos a esforços de tração direta. ........................................................................ 123

Tabela 4.19 – Sumário da densidade média de fissuração dos compósitos CF01, CF02 e

CG submetidos a esforços de tração direta. .................................................................. 123

Tabela 4.20 – Valores de abertura de fissuras para estruturas de concreto (CARINO,

CLIFTON, 1995). ......................................................................................................... 126

Tabela 4.21–Sumário da densidade média de fissuração por região dos compósitos

CF01 e CF02 durante os ensaios de tração direta. ........................................................ 126

Tabela 4.22 – Sumário da densidade média de fissuração por região do compósito CG

durante os ensaios de tração direta. Obs. Desvio padrão (em parênteses). .................. 127

Tabela 5.1 – Resultados médios de retração autógena (RA) em diversas idades. ........ 131

Tabela 5.2 – Resultados médios de retração por secagem (RS) para as amostras com

início dos ensaios aos 7 e 28dias. ................................................................................. 133

Tabela 5.3 – Deflexões e tensões impostas nas amostras ............................................. 138

Tabela 5.4 – Resultados médios do número de fissuras e abertura de fissuras para

diversos tempos de ensaio. ........................................................................................... 141

Tabela 6.1 – Valores do calor específico do compósito com a temperatura para duas

condições: saturado com superfície seca (SSS) e 20% de saturação. ........................... 146

Tabela 6.2 – Valores de difusividade térmica do compósito com a temperatura de

ensaio. Desvio padrão (em parênteses). ....................................................................... 147

Tabela 6.3 – Valores de condutividade térmica do compósito com a temperatura de

ensaio. ........................................................................................................................... 148

Tabela 6.4 – Valores do coeficiente de dilatação térmica do compósito para três

diferentes temperaturas de ensaio. Desvio padrão (em parênteses). ............................ 149

Tabela 6.5 – Características térmicas dos concretos. ................................................... 150

Tabela 7.1 – Valores residuais de massa específica da fibra de PVA. ......................... 156

Tabela 7.2 – Valores residuais do módulo de elasticidade, resistência à tração e

deformação na ruptura da fibra de PVA. ...................................................................... 158

Tabela 7.3 – Resultados dos ensaios de tração direta do compósito após exposição à

altas temperatura. .......................................................................................................... 162

xxvi

Tabela 7.4 – Sumário da densidade de fissuração do compósito aquecido e não aquecido

para diferentes níveis de deformação durante ensaios de tração direta. ....................... 166

Tabela 7.5 – Densidade de fissuração por região do compósito de referência e aquecido

a 90ºC durante ensaios de tração direta. ....................................................................... 169

Tabela 7.6 – Densidade de fissuração por região do compósito aquecido a 110ºC e

145ºC durante ensaios de tração direta. ........................................................................ 169

Tabela 7.7 – Abertura média de fissura dos compósitos submetidos a altas temperaturas

para diferentes níveis de deformação durante ensaios de tração direta. ....................... 171

Tabela 7.8 – Resultados experimentais dos ensaios de flexão antes e após exposição a

altas temperaturas. ........................................................................................................ 173

Tabela 7.9 – Resultados dos ensaios de compressão axial do compósito antes e após

aquecimento a diferentes níveis de temperatura. .......................................................... 178

Tabela 7.10 – Características obtidas dos testes de porosimetria por intrusão por

mercúrio nas amostras sem e após exposição da temperatura. ..................................... 182

Tabela 7.11 – Propriedades físicas residuais do compósito. ........................................ 186


altas temperatura. Desvio padrão (em parênteses) ....................................................... 189

Tabela 7.13 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão da matriz antes e

após exposição a altas temperatura. .............................................................................. 191

Tabela 7.14 – Propriedades físicas da matriz antes e após exposição a altas temperatura .

...................................................................................................................................... 193

Tabela 7.15 – Valores obtidos após ensaios de flexão em amostras submetidas a ciclos

de choque térmico e amostras de referência (sem aquecimento). ................................ 195

1

11 IINNTTRROODDUUÇÇÃÃOO

O concreto é o material mais largamente utilizado em todo o mundo devido à sua alta

resistência à compressão e facilidades no seu preparo e moldagem. Entretanto, quando

submetido a esforços de tração, apresenta um modo de ruptura frágil com baixos valores

de resistência (cerca de 7-10% da resistência à compressão) e deformação (em torno de

0,01-0,015%). Devido ao comportamento frágil do concreto, vários tipos de materiais

cimentícios reforçados com fibras foram desenvolvidos ao longo das últimas décadas

com objetivos de aumentar a capacidade de absorção de energia conferindo-lhe maior

tenacidade e resistência ao impacto, além de prevenir, retardar ou controlar o seu

processo de fissuras, diminuindo a sua abertura e conferindo maior durabilidade ao

material.

Nos dias atuais existem diversas classes de compósitos cimentícios e, dentre elas, uma é

o objeto principal do presente estudo: os compósitos cimentícios com enrijecimento na

tração direta (SHCC), do inglês strain hardening cementitious composites. Os SHCC

são compósitos cimentícios que apresentam elevada ductilidade com formação de

múltiplas fissuras quando submetidos a esforços de tração direta. Podem-se incluir nesta

classe diversos tipos de compósitos com elevados desempenhos mecânicos tal como: o

RPC do inglês, reactive power concrete, comercialmente denominado Ductal

(CHANVILLARD, RIGAUD, 2003), o SIFCON, do inglês slurry infiltrated fiber

concrete (LANKAD, 1985, LANKAD, NEWELL, 1984), o MSCC, do inglês multi-

scale cement composite (ROSSI, 2000) e o ECC, do inglês engineered cementitious

composite, dentre outros.

O presente trabalho trata da caracterização experimental de compósitos cimentícios do

tipo SHCC reforçados com fibras de PVA no que diz respeito ao processo de fratura,

propriedades térmicas, deformações no tempo e estabilidade térmica. Dentre os SHCC’s

citados acima, este trabalho enfoca no comportamento do ECC. Este tipo de compósito

foi desenvolvido há aproximadamente duas décadas por Victor Li e colaboradores (LI,

1998, LI, 2003, LI, LEUNG, 1992, KANDA, LI, 1998) e vem sendo pesquisado

intensivamente ao longo dos anos. O método de dosagem utilizado nesse tipo de

material é baseado em conceitos da micromecânica tendo como princípio o balanço

entre a energia de fratura da matriz e a aderência fibra-matriz. Devido a isto, é possível

2

projetar o SHCC-ECC, que será chamado a partir desse momento de SHCC, com uma

quantidade muito baixa de fibras curtas ( 2,0% em volume) e distribuídas de forma

randômica na matriz (LI, 1998, LI, 2003).

Macroscopicamente, o SHCC apresenta um comportamento extremamente dúctil na

tração direta com capacidade de deformação de 300 - 500 vezes a deformação de um

concreto sem reforço. A sua alta ductilidade decorre da formação de múltiplas

microfissuras (de abertura inferior a 70-80µm). Estas microfissuras se portam de forma

controlada até que ocorra a localização, isto é, até que uma fissura abra atingindo-se o

limite de deformação do material. Sob esforços de flexão, o SHCC se deforma

similarmente a um material dúctil com alta capacidade de deflexão. A alta capacidade

de deformação do SHCC acompanhada de finas e densas fissuras faz com que esse

material possa trabalhar mesmo no estado multi-fissurado.

Estas características fazem com que SHCC seja um material extremamente útil em

aplicações onde a deformação imposta é a principal carga atuante. Dentre as aplicações

mais atrativas deste tipo de material inclui-se a sua utilização em estruturas resistentes a

terremotos, as quais devem resistir a elevados esforços de flexão ou cisalhamento, em

elementos resistentes à fadiga, em reparos de elementos estruturais existentes, com o

intuito de prolongar sua vida útil de serviço e também em estruturas sujeitas a

gradientes térmicos.

Até o momento, vários estudos já foram realizados sobre o SHCC no que diz respeito a

seu comportamento mecânico (LI, 1998, LI et al, 2001, LI et al, 1994, FUKUYAMA et

al, 1999, KESNER et al, 2003, SUTHIWARAPIRAK et al, 2002) e durabilidade à ação

de cargas químicas (LEPECH, LI, 2006). Entretanto, poucos estudos estão disponíveis

na literatura sobre o comportamento do material dependente do tempo, isto é, fluência,

retração autógena e por secagem e nenhuma pesquisa foi realizada até o momento sobre

as propriedades térmicas e mudanças ocorridas no comportamento mecânico e processo

de fratura do material após a ação da temperatura. Assim, o estudo da influência da

temperatura na ductilidade e capacidade de absorção de energia do material, bem como

nas mudanças ocorridas no processo de fratura quando submetido a esforços de tração e

flexão é de grande importância.

Sabe-se que estruturas de concreto quando expostas a gradientes térmicos ou

temperaturas extremas (incluindo fogo) podem apresentar modificações em suas

3

propriedades reduzindo sua eficiência e consequentemente sua durabilidade. O

mecanismo de deterioração do concreto devido a cargas térmicas consiste da aparência

de tensões internas diferenciais que pode promover fissuração, fragmentação e até sua

ruptura, aumentando desta forma a permeabilidade e tornando a estrutura susceptível ao

ataque de agentes agressíveis. Como não existem pesquisas sobre a influência de

temperaturas elevadas no desempenho de SHCC, um estudo sistemático é necessário e

esse é um dos objetivos do presente estudo.

As propriedades térmicas do material, tais como: calor de hidratação, condutividade e

difusividade térmica, calor específico, coeficiente de expansão térmica serão também

determinadas de forma que se possam obter importantes propriedades que possibilitem

o projeto de tal material em situações em que deformações impostas por gradientes

térmicos sejam dominantes.

O presente trabalho se propõe a estudar a estabilidade térmica de compósitos

cimentícios com comportamento strain hardening reforçados com fibras de PVA.

Também foi estudado o processo de fratura de SHCC sob cargas de tração e flexão, as

propriedades térmicas e as variações ocorridas na deformação ao longo do tempo

através de ensaios de fluência na flexão, retração autógena e por secagem bem como o

estudo do comportamento do padrão de fissuras do SHCC sob carga constante.

Tendo em vista que esse é um material relativamente novo, foi avaliada a influência dos

diversos materiais disponíveis no Brasil em diversas formulações de SHCC. Esse estudo

inicial é de grande importância, uma vez que a obtenção de compósitos cimentícios com

múltipla fissuração na tração direta depende fortemente dos materiais constituintes, já

que essa dosagem é baseada em conceitos micromecânicos relacionando a energia

necessária para fraturar a matriz (tenacidade ao fraturamento da matriz) e a aderência

fibra-matriz.

11..11 OOBBJJEETTIIVVOOSS

O objetivo principal desta pesquisa é a caracterização experimental de compósitos

cimentícios do tipo SHCC (do inglês, strain hardening cementitious composites)

reforçados com fibras de PVA, no que diz respeito ao processo de fratura, propriedades

térmicas, deformações no tempo e estabilidade térmica. A partir do objetivo principal

4

foram definidos os objetivos específicos que ajudaram no desenvolvimento da pesquisa,

os quais foram:

1. Desenvolvimento de diferentes formulações de SHCC:

Tem o objetivo de estudar a influência dos materiais locais e dos seus teores (cimento,

cinza volante, areia, aditivos e água) no comportamento físico e mecânico de SHCC.

Nesta etapa, também foi estudada a influência do volume e diâmetro máximo dos

agregados (0,212mm e 1,180mm) no comportamento dos compósitos Os compósitos

desenvolvidos foram caracterizados através de ensaios físicos e mecânicos. Nesta etapa

da pesquisa, também foi também estudada a influencia do tamanho do agregado no

processo de fratura dos compósitos sob cargas de tração e flexão.

Após esta fase, foi escolhido uma das formulações para os estudos subseqüentes.

2. Determinação das propriedades térmicas do compósito:

As seguintes propriedades foram determinadas: condutividade térmica, calor

específico, difusividade térmica, coeficiente de expansão térmica e elevação adiabática

da temperatura.

3. Estudo das deformações diferidas do compósito:

Nesta fase, foram determinadas as deformações ao longo do tempo, como: fluência na

flexão, retração por secagem, retração autógena e um estudo do comportamento do

padrão de fissuras do SHCC sob carga constante.

4. Estudo da estabilidade térmica do compósito:

Inicialmente foi analisada a estabilidade térmica do elemento de reforço (fibras de PVA)

utilizando-se análises termogravimétricas simultâneas (TG/DTG/DSC). A partir desse

estudo, foram definidas as temperaturas as quais os compósitos seriam submetidos.

Neste contexto, foram realizados ensaios no compósito, matriz e elemento de reforço

(fibra de PVA) após ação da temperatura. Na fibra de PVA foram realizados ensaios

para determinação da resistência a tração da fibra, módulo de elasticidade, capacidade

de deformação e mudanças ocorrida na massa específica após ação da temperatura. No

compósito, foram realizados ensaios físicos de absorção de água, porosidade total e

massa específica, ensaios mecânicos de tração direta, flexão e compressão axial, análise

microestrutural do compósito através de análises de porosimetria por intrusão de

5

mercúrio e microscopia e resistência a ciclos de choque térmico. Todos os ensaios

foram realizados após aquecimento dos compósitos. Para todos os ensaios realizados

foram realizados ensaios em amostras sem aquecimento que funcionavam como

referência.

A estabilidade térmica da matriz foi estudada para que se pudesse entender melhor o

comportamento do compósito como um todo. Para tanto, foram determinadas as

propriedades físicas e mecânicas da mesma após exposição às mesmas temperaturas.

11..22 EESSTTRRUUTTUURRAA DDOO TTRRAABBAALLHHOO

O presente trabalho encontra-se organizado em 8 capítulos. O capítulo 1 apresentou

uma breve introdução, os objetivos da pesquisa e a estruturação do trabalho

desenvolvido.

No capítulo 2, apresenta-se uma revisão geral de compósitos cimentícios do tipo SHCC,

no que diz respeito ao método de dosagem utilizado no desenvolvimento destes

compósitos, comportamento mecânico, durabilidade e utilizações de SHCC, bem como

a influência da temperatura na microestrutura e no desempenho deste material.

O capítulo 3 detalha o programa experimental da pesquisa e apresenta a caracterização

dos materiais e a metodologia dos ensaios realizados.

O desenvolvimento, caracterização física e mecânica e estudo do processo de fratura das

diversas formulações desenvolvidas são apresentados no capítulo 4.

No capítulo 5 é apresentado o estudo das deformações diferidas no que diz respeito à

fluência na flexão, retração autógena, por secagem e estudo do comportamento do

compósito fissurado sob carga constante e, no capítulo 6 os resultados das propriedades

térmicas determinadas.

Finalmente no capítulo 7 são apresentados os resultados do estudo da estabilidade

térmica de compósitos do tipo SHCC. Neste capítulo são apresentados resultados do

estudo da estabilidade térmica da fibra, matriz e compósito, bem como os resultados das

propriedades residuais dos compósitos após ação da temperatura e resistência a ciclos de

choque térmico. No capítulo 8 são apresentadas às conclusões do trabalho.

6

22 RREEVVIISSÃÃOO BBIIBBLLIIOOGGRRÁÁFFIICCAA

22..11 HHIISSTTÓÓRRIICCOO

Neste capítulo é feito uma breve descrição cronológica dos desenvolvimentos a cerca de

compósitos cimentícios reforçados com fibra e suas nomenclaturas tendo como base o

artigo publicado por NAAMAN (2008). Em seguida será apresentada uma revisão

bibliográfica sobre compósitos cimentícios com enrijecimento na tração direta (SHCC),

objetivo do presente estudo.

Embora a idéia de usar fibras em concreto tenha iniciado em 1874 por BERARD

(1874), modernos desenvolvimentos e um maior interesse na área, ocorreram somente a

partir do início da década de 60 com os estudos desenvolvidos por ROMUALDI,

MANDEL (1964) e ROMUALDI (1969), sobre o uso de fibras de aço em concreto. No

mesmo ano, KRENCHEL, na Dinamarca, realizou estudos sobre concretos reforçados

com fibras de aço (KRENCHEL, 1964) e em 1968 MAJUMDAR (1968) e

MAJUMDAR, RYDER (1968) realizaram estudos sobre o uso de fibras de vidro em

matrizes cimentícias seguindo pelos trabalhos iniciados por AVESTON et al, (1971),

KELLE, DAVIS (1965) e KELLY (1972) sobre o comportamento de matrizes frágeis a

base de cimento.

O trabalho desenvolvido por ROMUALDI e MANDEL (1964), focava mais na

resistência à tração do material, dando pouca informação sobre a resposta tensão x

deformação na tração direta ou tensão x deslocamento na flexão. Os primeiros trabalhos

a explorarem o comportamento tensão x deformação de compósitos cimentícios na

tração direta foram publicados por NAAMAN em 1972 (NAAMAN, 1972, NAAMAN

et al, 1973, NAAMAN et al, 1974).

Durante os anos 70 muitos trabalhos foram publicados sobre compósitos cimentícios

reforçados com fibras, denominado FRC, do inglês fiber reinforced concrete

(HANNANT, 1978, KELLY,1972, NEVILLE, 1975, SHAH, RAJAN, 1971, SWAMY,

1978). É importante ressaltar que, nenhuma curva tensão x deformação desses materiais

possuíam comportamento de enrijecimento pós-fissuração na tração direta (do inglês,

strain hardening).

7

Em 1978, KASPARKIEWICSZ (1978) foi o primeiro a falar no termo strain hardening

em experimentos realizados no instituto de pesquisas fundamental da Polônia em

colaboração com o Instituto de cimento e concreto de Estocolmo, Suécia. Foram

realizados ensaios de tração em amostras contendo fibras de aço com 25mm de

comprimento alinhadas na matriz e observou-se um claro comportamento de strain

hardening com múltipla fissuração na tração. Esta foi a primeira vez que o termo strain

hardening foi utilizado para descrever o comportamento de um compósito cimentício.

Ainda em 1978, NAAMAN e SHAH, no simpósio da ASTM em mecânica da fratura,

apresentaram um artigo onde relataram testes de tração e flexão com comportamento de

múltipla fissuração, posteriormente publicado em 1979 (NAAMAN, SHAH 1979). O

comportamento foi descrito como um patamar de múltipla fissuração inelástico.

Durante o ano de 1980, foi introduzida por LANKAD e colaboradores uma nova classe

de materiais compósitos, com comportamento strain hardening, chamado de SIFCON,

do inglês slurry infiltrated fiber concrete (LANKAD, 1985, LANKAD, NEWELL,

1984). O SIFCON é produzido utilizando-se altos teores de fibras (5-12%), dispostas

em camadas e envoltas por uma matriz altamente fluída. O estudo do desempenho na

tração e na compressão de SIFCON foi intensivamente estudado durante a década de 80,

resultando em um grande número de publicações (HOMRICH, NAAMAN, 1987,

NAAMAN, 1987, NAAMAN, 1987a, NAAMAN, 1989, NAAMAN, 1992). Mais tarde,

foram desenvolvidas outras dosagens de SIFCON utilizando-se menos fibras, porém

mais eficientes que proporcionaram melhores desempenhos do compósito que os já

obtidos anteriormente.

Com a intenção de diferenciar o comportamento de SIFCON dos demais compósitos do

tipo FRC, NAAMAN sugeriu que fosse criada a nomenclatura HPFRCC, do inglês

―high performance fiber reinforced cement composites‖ (HPFRCC). Esta nova classe

de compósitos englobaria todos aqueles que tivessem um comportamento de alta

resistência, alta tenacidade e ductilidade (NAAMAN, 1987, NAAMAN, 1987a). A

partir deste momento os termos strain hardening e strain softening foram trocados pela

nomenclatura HPFRCC e FRC.

Após 1990 foram organizados vários seminários sobre compósitos do tipo HPFRCC e

desenvolvido mais um compósito deste tipo, o CRC (do inglês compact reinforced

concrete). O CRC é um concreto reforçado com alto teor de fibras de aço. Também

8

foram publicados por LI, WU (1992) e TJIBTOBROTO, HANSEN (1993) mais dois

novos modelos que discutiam o volume mínimo de fibras necessário para o compósito

alcançar um comportamento de strain hardening e múltipla fissuração na tração direta,

além do já lançado por NAAMAN (1987).

Alguns pesquisadores passaram a desenvolver formulações para vários compósitos em

particular, os quais teriam propriedades específicas para um determinado produto, e,

com isto, criaram várias nomenclaturas, quais sejam:

SIFCON, do inglês slurry infiltrated fiber concrete, como já mencionado

anteriormente, foi criado nos anos 80s (LANKAD, 1985, LANKAD et al, 1984);

CRC, do inglês compacted reinforced composites, foi desenvolvido pela

companhia Aalborg Portland (Dinamarca) em meados dos anos 80 (BACHE

1987, NAAMAN, 2008);

ECC, do inglês engineered cementitious composites, desenvolvido por LI e co

autores no início dos anos 90s (LI, WU, 1992, LI, LEUNG, 1992);

DUCTAL foi desenvolvido por três empresas francesas: LAFARGE, fabricante

de materiais de construção, BOUYGUES, contratante na engenharia civil e

estrutural e RHODIA em meados de 90s (CHANVILLARD, RIGAUD, 2003);

UHPFRC foi criado por ROSSI e colaboradores no início do ano 2000 (ROSSI,

CHANVILLARD, 2000).

No início de 1990 várias discussões foram conduzidas no sentido de definir o melhor

termo para descrever o comportamento strain hardening e múltipla fissuração dos

HPFRCC. Isto se deu pelo fato do termo high performance ser subjetivo e poder ser

interpretado de diferentes formas, tais como: alta durabilidade, alta resistência na

compressão ou na tração, mas não necessariamente strain hardening ou ductilidade e

múltipla fissuração na tração direta.

Em 1992, LI e co-autores criaram o termo pseudo strain hardening para denotar um

comportamento de endurecimento na tração direta, onde a tensão após a primeira fissura

se mantém constante até a ruptura do material. O termo pseudo strain hardening foi

criado para ilustrar a similaridade do comportamento de ECC na tração com o de alguns

aços (LI, WU, 1992, LI, LEUNG, 1992). Entre 1995 e 1996 os termos pseudo strain

9

hardening, quasi strain hardening e strain hardening foram mais amplamente utilizados

(NAAMAN, REINHARDT, 1996).

Neste trabalho serão utilizadas as classificações sugeridas por NAAMAN e

REINHARDT (2006), em relação ao comportamento da curva tensão x deformação na

tração direta e na flexão (Figura 2.1) e uma classificação mais geral (Figura 2.2), dada

pela JSCE (2008), para definir a natureza dos materiais compósitos à base de cimento.

Figura 2.1 – Classificação de FRC em relação à resposta tensão x deformação na tração

e suas implicações na flexão (adaptada de NAAMAN, 2008).

Figura 2.2 – Classificação de compósitos cimentícios reforçados com fibras. (JSCE

2008).

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ain

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Du

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e(A

LT

A)

(BA

IXA

)

(BAIXA) (ALTA)Resistência

HPFRCC: Compósitos Cimentícios Reforçados

com Fibras de Alto Desempenho

ECC: Compósitos Cimentícios Engenhados

Concreto Reforçado com Fibras

de Ultra Alta Resistência

DFRCC: Compósitos Cimentícios Reforçados com Fibras Dúcteis

FRC: Concreto Reforçado com Fibras

FRCC: Compósitos Cimentícios Reforçados com Fibras

Compósitos

Strain

Softening

Strain

Hardening

Deflection

Hardening

Deflection

Softening

Todos

Tração

Flexão

10

Segundo NAAMAN (2002), concretos reforçados com fibras (FRC ou FRCC) do inglês

fiber reinforced cement composites, são compósitos com comportamento de

amolecimento na região pós-fissuração (strain softening ou deflection softening), onde a

resistência pós-fissuração (ζBpcB), na tração é inferior à resistência de fissuração (ζBccB),

caracterizado pela localização e abertura de uma única fissura (ver Figura 2.3).

Compósitos dúcteis de alto desempenho reforçado com fibras (DFRCC), do inglês

ductile fiber reinforced cement composites descrevem uma classe particular de

compósitos reforçados com fibras que exibem um comportamento de enrijecimento com

formação de múltiplas fissuras na flexão (deflection hardening), mas não na tração

direta (NAAMAN, 2002).

Compósitos cimentício de alto desempenho reforçados com fibras (HPFRCC), do inglês

high performance fiber reinforced cement composites, formam uma classe de

compósitos em que a resposta tensão x deformação na tração exibe um comportamento

de enrijecimento acompanhado de múltipla fissuração (strain hardening), onde a

resistência pós-fissuração na tração uniaxial (ζBpcB) é maior ou igual à resistência de

fissuração (ζBccB),ver a Figura 2.3, Observa-se que as curvas de FRC e HPFRC são

similares na região inicial (trecho OA) e na região final (trecho BC). A diferença

consiste na porção adicional (trecho AB) presente nos concretos do tipo HPFRCC, onde

a tensão aumenta com a deformação (NAAMAN, 2002).

HPFRC apresentam estas características (comportamento strain hardening) por

apresentar altos teores de fibras (tipicamente >5%). Este tipo de compósito inclui o

SIFCON já descrito anteriormente e o SIMCON que utiliza cerca de 6% de fibras de

aço (em forma de tecido).

11

Figura 2.3 – Comparação típica tensão x deformação entre FRC (a) e HPFRCC (b), sob

tração direta (NAAMAN, REINHARDT, 2006).

22..22 CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS CCIIMMEENNTTÍÍCCIIOOSS CCOOMM EENNRRIIJJEECCIIMMEENNTTOO NNAA

TTRRAAÇÇÃÃOO DDIIRREETTAA ((DDOO IINNGGLLÊÊSS SSTTRRAAIINN HHAARRDDEENNIINNGG CCEEMMEENNTTIITTIIOOUUSS

CCOOMMPPOOSSIITTEESS -- SSHHCCCC))

Macroscopicamente, SHCC apresenta resistência à compressão ligeiramente superior a

70MPa e sua resistência à tração varia de 2MPa – 5MPa. Sob tração uniaxial ele exibe

comportamento dúctil com deformações de até 5% (ver Figura 2.4), formação de

múltiplas microfissuras (menores que 100µm de abertura) e espaçamento médio no

nível de saturação igual a 2mm (WANG, LI, 2005; LI et al; 2001; LI, 2003). A abertura

de fissuras é limitada pela resistência ao arrancamento das fibras. Devido a este

fenômeno, surgem outras fissuras que distribuem a deformação por tração, o que

distingue o comportamento deste material de outros FRC’s que concentram toda a

deformação na abertura de uma só fissura.

12

Segundo Li (2003), os SHCC’s também têm excelente capacidade de resistir a esforços

de cisalhamento e sob flexão se deformam similarmente a um metal dúctil. A tenacidade

à fratura deste compósito chega a ser da ordem de 30 kJ/m², similar à da liga de

alumínio (MAALEJ et al., 1995). A formação de micro fissuras de pequenas aberturas

faz com que SHCC seja um material que, mesmo fissurado pode ser resistente às ações

ambientais resultando num material de alta durabilidade (LI, 1997), tendo em vista que

a permeabilidade a água somente aumente significativamente com abertura de fissuras

maiores que 100µm (LEPECH; LI, 2005 e BENTUR; MITCHELL, 2008).

Figura 2.4 – Curva tensão x deformação x abertura de fissuras de SHCC. (LI, 2005).

Em termos de aplicações, SHCC está emergindo em aplicações estruturais de grande

escala. No Japão ele já foi utilizado em reparo de uma parede de contenção de terra

danificada pela reação álcali-agregado em Gifu (ROKUGO et al., 2005) e reparos na

represa Mitaka (Figura 2.5). Também foi utilizado na construção do tabuleiro (deck) da

ponte Mihara em Hokkaido - Japão (Figura 2.6). Nos Estados Unidos o SHCC foi

utilizado no reparo do tabuleiro de uma ponte em Michigan (Figura 2.7).

Estes trabalhos revelaram que a alta ductilidade na tração de SHCC possibilita

significante melhora no desempenho de sistemas estruturais reparados resultando no

controle de abertura de fissuras e numa alta resistência a delaminação (LI, 2004). Assim

13

a formação de micro fissuras na tração faz com que SHCC seja um material

extremamente tolerante ao dano por deformações impostas (LI, 1997).

Figura 2.5 – Reparo da represa Mitaka, Japão (KOJIMA et al, 2004).

Figura 2.6 – Tabuleiro da ponte Mihara, em Hokkaido, utilizando-se aço e ECC (LI,

2004).

Figura 2.7 – Reparo do tabuleiro de uma ponte em Michigan, Estados Unidos,

utilizando-se ECC (LI, 2004).

14

Segundo Li (2003), os SHCC’s são compósitos cimentícios de alta ductilidade,

reforçados com fibras, os quais foram projetados para obter elevada ductilidade quando

submetidos a esforços de tração direta, com adições máximas de fibras de apenas 2%

distribuídas randomicamente na matriz. Devido a isto, SHCC pode ser aplicado em

construções feitas no local ou em elementos pré-moldados. Diversos métodos de

fabricação de SHCC, a despeito da reologia, vêm sendo desenvolvidas: Técnicas

convencionais de fabricação e moldagem, SHCC com comportamento reológico de

auto-adensamento utilizando fibras de polietileno (LI et al, 1998; FISCHER et al, 2003)

e fibras de PVA (KONG et al, 2003), moldagem por extrusão (STANG, LI, 1999), a

técnica ―Sprayable‖ (KIM et al, 2003, KIM et al, 2004) e o processo ―Wet Mix

Shotcreting‖ (KIM et al, 2004).

A técnica de extrusão, que é bastante recente para o concreto, parece ser bem adaptada

ao material, visto que as fibras são muito flexíveis e a relação de aspecto

(comprimento/diâmetro) é muito alta, indicando que este material é geralmente

altamente viscoso quando fresco, particularmente quando contém um teor volumétrico

de 2% de fibras.

A estratégia de desenvolvimento adotado para a geração de tais compósitos é baseada

nos princípios da micromecânica, que estabelecem relações entre o comportamento

mecânico macroscópico dos compósitos e as propriedades individuais da fibra, matriz e

da interface fibra-matriz. No próximo item será apresentada uma revisão do

desenvolvimento do material e conceitos de micromecânica adotados no

desenvolvimento de tais compósitos.

22..22..11 DDEESSEENNVVOOLLVVIIMMEENNTTOO DDEE CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS DDOO TTIIPPOO SSHHCCCC

ECC é um tipo especial de compósito cimentício de alto desempenho reforçado com

fibras curtas, o qual é caracterizado pela elevada ductilidade à tração. A estratégia de

desenvolvimento adotado para a geração de tais compósitos é baseada em princípios da

micromecânica, que estabelecem relações entre o comportamento mecânico

macroscópico dos compósitos e a microestrutura do material.

Segundo LI (2003), o uso de parâmetros e conceitos da micromecânica para guiar a

combinação dos constituintes do compósito promove um avanço importante no

15

desenvolvimento das matrizes cimentícias reforçadas com fibras, levando à adoção de

estratégias de dosagem fundamentadas em princípios da mecânica da fratura. O mesmo

destaca que os parâmetros de micromecânica permitem realizar uma otimização dos

compósitos com fibras, propiciando a obtenção de um excelente desempenho com um

volume pequeno de fibras.

Comparado ao concreto convencional, compósitos SHCC contem consideravelmente

maior teor de cimento (tipicamente duas a três vezes). O alto teor de cimento é

conseqüência do controle da reologia do compósito para facilitar a dispersão das fibras

e, mais essencialmente, controle da tenacidade da matriz, um dos critérios que

governam o comportamento strain hardening do compósito. Para alcançar tal

comportamento, a tenacidade a fratura da matriz tem que ser controlada, tal que o

comportamento de múltipla fissuração possa ocorrer antes que ocorra a ruptura ou

arrancamento das fibras. Outra característica de compósitos SHCC é a ausência de

agregados graúdos, pois eles tendem a afetar adversamente o comportamento dúctil do

compósito.

Agregados tipicamente ocupam uma importante fração volumétrica (60-80%) em

materiais à base de cimento e, portanto, tem efeitos importantes sobre as diferentes

propriedades dos materiais. Dentre elas podemos citar: a redução do custo do concreto,

uma vez que os agregados aumentam o volume da massa de concreto, sem perda de

resistência, e são mais baratos que o cimento; aumento da resistência ao desgaste devido

a intempéries (chuva e sol, por exemplo); diminuição das variações de volume do

concreto durante sua cura, ou processo de endurecimento. Entretanto, na presença de

fibras, a introdução de agregados em matriz cimentícia pode não conduzir a uma

dispersão não uniforme das fibras. Geralmente, quanto maior o tamanho das partículas

de agregado maior a aglomeração e interação das fibras (SOROUSHIAN, 1992).

Além disso, a presença de agregados em uma matriz cimentícia tende a modificar a

tenacidade ao fraturamento do compósito, modificando a sua superfície de fratura

(NALLTHAMBI et al, 1984, PERDIKARIS, ROMEO, 1995). O aumento da tenacidade

a fratura com o aumento do tamanho de partículas tem como resultado o aumento da

resistência a propagação da fissura. Portanto, o tamanho do agregado utilizado no

compósito tem uma influência significativa sobre as propriedades de fratura do

compósito. De acordo com conceitos micromecânicos, o qual é o princípio utilizado

16

para dosagem de compósitos SHCC, a tenacidade a fratura da matriz tem que ser

limitada, de forma que ocorra propagação estável de fissuras. Devido a isto, a primeira

geração destes compósitos usava somente cimento e sílica ativa na composição da

matriz, sem agregados. Assim, apesar dos efeitos positivos dos agregados sobre a

estabilidade dimensional e economia de materiais compósitos de cimento reforçados

com fibra, há limites de tamanho e volume de partículas de agregados para além do qual

os problemas de dispersão da fibra, trabalhabilidade da mistura fresca e tenacidade da

matriz podem começar a afetar negativamente as características do material compósito.

Por estas razões, a produção de misturas de SHCC foi restrita ao uso de um agregado

fino, como areia microssílica. A falta de agregados finos e graúdos na matriz resultava

em um compósito com baixo módulo de elasticidade e alto calor de hidratação, os quais

podem limitar o uso de tais compósitos. Além do que, matrizes com altos teores de

cimento comprometem índices de sustentabilidade do material.

Recentemente, a introdução de cinza volante tornou-se o que alguns consideram uma

componente necessária da mistura de SHCC (WANG, LI, 2007; YANG et al, 2007)

pois cinza volante tende a melhorar a robustez do comportamento na tração direta do

compósito, mantendo a capacidade de deformação ao logo do tempo em

aproximadamente 3%. WANG e LI (2007) citam que os benefícios do uso de cinza

volante no desempenho a tração de compósitos cimentícios do tipo ECC são devidos ao

fato de que o aumento do teor de cinza volante na mistura, tende a reduzir a aderência

química na interface fibra-matriz e a tenacidade da matriz, enquanto aumenta a

aderência friccional. Além do que, o uso de cinza volante também contribui na

trabalhabilidade da mistura, conduzindo a uma boa dispersão e uniformidade das fibras.

Desta forma, misturas com maiores teores de areia e também com um tamanho maior

dos grão, poderiam ser produzidos sem prejudicar o comportamento dúctil do

compósito.

O estudo do comportamento mecânico de compósitos cimentícios com substituição de

cimento por diferentes teores de cinza volante tem sido bastante estudado por vários

grupos de pesquisa (PELED et al, 2000, SONG, VAN ZIJL, 2004, LI, et al, 2004).

WANG e LI (2007) desenvolveram SHCC com adição de cinza volante (até 1,2 vezes a

massa de cimento) e encontraram um material com alta capacidade de deformação (3 a

4%) e resistência a tração da ordem de 4,5MPa. Devido ao alto volume de cinza volante

17

os índices de sustentabilidade do material, como emissão de dióxido de carbono e

consumo de energia, foram significativamente melhorados. YANG et al (2007) utilizou

altos teores de cinza volante (1,2 a 5,6 vezes a massa de cimento) e encontraram que a

substituição de altos teores de cimento por cinza melhora muitas propriedades de SHCC

como, redução da abertura de fissura tornando a ductilidade na tração mais robusta e

redução da retração por secagem de SHCC.

Com relação ao tipo de fibra utilizado no reforço, YANG e LI (2006) apresenta uma

discussão teórica para otimização da ductilidade de SHCC reforçados com fibras

sintéticas de polipropileno (PP) e polinivil álcool (PVA), baseada fundamentalmente na

modificação das propriedades interfaciais das fibras.

Fibras de PVA originalmente apresentam elevada aderência química e de atrito, o que

demandariam o emprego de volumes entre 4 e 6% para que o comportamento strain

hardening fosse atingido. A partir de análises obtidas através do modelo numérico, foi

identificado que a redução da aderência química e de atrito resultaria na redução do

volume de fibras a ser empregado no compósito.

LI et al. (2001) testou através de experimentos a impregnação da superfície da fibra de

PVA com diferentes teores de um material à base de óleo, com o objetivo de reduzir a

aderência de contato e química entre a fibra e a matriz e assim conseguir o controle

desejado de aderência, o qual conduz ao comportamento desejado do material. Neste

experimento foi observado que aumentos na quantidade de óleo significam diminuição

tanto na aderência de atrito, como na aderência química das fibras. Fibras de PVA com

tratamento utilizando-se 1,2% de cobertura de um tipo de material oleoso são

geralmente empregadas na produção de ECC com fibras de PVA.

2.2.1.1 Condições para que ocorra o comportamento Strain Hardening de SHCC

O modelo micromecânico foi construído baseado em conceitos da mecânica da fratura e

mecanismos de deformação. Ele fornece uma oportunidade de adaptar micro parâmetros

para controlar o modo de ruptura, resistência e deformação última na tração de materiais

compósitos. O modelo serve como uma ferramenta para ligar a microestrutura do

material a propriedades macroscópicas do compósito com o objetivo de alcançar o

18

comportamento desejável, tais como alta resistência e ductilidade (LEUNG, 1992, LI,

1998, KANDA, LI, 1998, NAAMAN, 2008).

Uma das condições mais importantes para a transição do modo de ruptura quase frágil

para a ductilidade é a presença de fissuras em regime permanente (do inglês steady state

cracking). A expressão steady state cracking é usada para descrever a propagação de

fissuras estáveis sob carregamento constante. Durante o regime permanente, a carga é

independente do tamanho da fissura. Isto é contrário ao conceito de resistência residual

de Griffith, o qual diz que a carga de tração diminui com o aumento do tamanho da

fissura.

Uma fissura estável foi primeiramente caracterizada por Marshall e Cox em 1988

(MARSHALL, COX, 1988 apud NAAMAN, 2008), baseado no método da integral J, e

aplicada para compósitos cimentícios reforçados com fibras curtas por LI, LEUNG

(1992), LI, WU (1992) e LIN et al (1999).

A Figura 2.8 mostra a propagação de uma fissura sob tensão (a) constante e uniforme.

Analisando este tipo de fissura, baseado no método da integral J, MARSHALL, COX

(1988) mostraram que:

aδ

0

aatip ζ(δ)d(δ)δζJ (2.1)

Onde,

Jtip é a energia de fratura da matriz não reforçada;

a é a tensão necessária para se formar uma fissura do tipo estável (do inglês steady

state);

a é a abertura de fissura correspondente para a tensão a na curva - (Figura 2.9).

O lado direito da equação (2.1) é interpretado como a energia complementar da curva

x , representada pela área hachurada no gráfico da Figura 2.9a. A equação da energia

complementar é aplicável para qualquer ponto (,) da curva, como mostrado na Figura

2.9b, entretanto é aplicada na equação (2.1) para um caso particular.

19

(a) (b)

Figura 2.8 – Fissura estável e constante. a) Estado de tensões e b) Análise do contorno

pelo método da integral J (MARSHALL, COX, 1988 apud LI, 1993).

Figura 2.9 – Gráfico tensão x abertura de fissura mostrando a energia complementar

(área pintada): (a) no ponto de fissuração da matriz e (b) em qualquer nível de tensão

(Adaptado de NAAMAN, 2008)

Segundo COX et al (1989) apud NAAMAN (2008) e posteriormente afirmado por LI,

LEUNG (1992), para que um compósito apresente um comportamento de strain

hardening é necessário que duas condições sejam satisfeitas:

Critério da energia: a energia complementar do compósito (Jb) tem que ser maior

que a energia de fissuração da matriz (Jtip):

()

(

)

o

a

oa

()

(

)

a

a

o

o

(a) (b)

20

Jtip < Jb (2.2)

Critério da resistência: a resistência à fissuração da matriz, BaB, não pode exceder

a máxima tensão que pode ser suportada pelas fibras, BoB:

a < o (2.3)

Desta forma,

b

δ

0

ootip Jζ(δ)d(δ)δζJo

(2.4)

Onde:

o é a máxima tensão suportada pelas fibras, correspondente a abertura de fissura o na

Figura 2.9 e,

Jb é a energia complementar, representada pela área hachurada na Figura 2.9.

Quando a interface fibra/matriz tem aderência baixa, ocorre arrancamento das fibras,

resultando em uma baixa tensão de pico, o. Quando a interface é muito forte, ou seja,

tem uma boa aderência, ocorre ruptura e um valor muito pequeno para o deslocamento

relativo à abertura de fissura, o. Em ambos os casos a energia complementar (Jb), será

pequena (LI, 2003).

LI, LEUNG (1992) ao analisarem uma fissura que se propaga de forma estável

observaram que, quando a energia complementar é pequena (em comparação à energia

necessária para propagação de uma fissura, Jtip), a fissura será como uma fissura típica

de Griffith (Figura 2.10a), ocorrendo um comportamento de amolecimento pós-

fissuração da matriz, desta forma a fissura continuará a se propagar conduzindo a

ruptura do material, com reduzida capacidade de carregamento. Caso contrário, se a

energia complementar é grande, a fissura permanecerá com abertura estável (Figura

2.10b), ou seja, a abertura da fissura será menor que a abertura máxima, que o material

pode suportar, e manterá a capacidade de carregamento na tração. Como resultado a

carga será transferida deste plano de fissura para outro ponto da matriz e causará a

21

formação de outra fissura. A repetição deste processo criará o fenômeno de múltipla

fissuração.

A forma da curva x (tensão x abertura de fissura) governará o comportamento do

compósito sob carregamento de tração direta. Se strain hardening, como SHCC, ou

tension softening, como em FRC.

Figura 2.10 – Tipos de fissura (LI, 2003)

Li (1992) mostrou que a lei constitutiva (()) de compósitos cimentícios reforçados

com fibras curtas, descontinuas e distribuídas randomicamente na matriz, no qual ocorre

arrancamento das fibras ao invés de ruptura das fibras, pode ser derivada a partir da

expressão:

/2Lδ para 0

/2Lδδ para )2δδ/(1ζ

δδ para )(δδ/)[2(δ2(ζ

ζ(δ)

f

fo

2

fo

oo

1/2

oo

(2.5)

Onde, o e o são dados pela seguinte expressão:

22

η)(1dE

ηLδ

ff

2

fo

e

f

ffo

d

Lgηη

2

1ζ (2.6)

Onde:

Vf, Lf, df e Ef são a fração volumétrica, comprimento, diâmetro e módulo de elasticidade

da fibra, respectivamente;

é a tensão de aderência friccional fibra/matriz e

g é um fator de restrição (do inglês snubbing factor) dado por:

)e(1)f(4

2g fππ/

2

(2.7)

Onde:

f é um coeficiente de restrição o qual tem que ser determinado experimentalmente para

um dado sistema fibra/matriz.

e η é a razão entre a rigidez efetiva devido à presença das fibras e a rigidez efetiva da

matriz, dada por:

mm

ff

EV

EVη (2.8)

Onde:

Vm e Em são a fração volumétrica e o módulo de elasticidade da matriz respectivamente.

Em compósitos cimentícios de engenharia, ECC, onde o teor de fibras é muito baixo

(geralmente Vf 2,0%), é muito pequeno e pode ser desprezado.

Substituindo as equações (2.5) e (2.6) na inequação (2.4) temos a seguinte expressão

para o volume crítico de fibras, ou seja, o volume mínimo de fibras para o compósito ter

um comportamento de enrijecimento na tração direta (strain hardening) com a

formação de múltiplas fissuras.

23

off

tipcrít

ff)δ/dgηη(

12JVV (2.9)

Onde:

Jtip e a tenacidade da matriz, Km, são relacionadas pela seguinte expressão:

(BUDIANSKY et al, 1994):

mE

2m

K

mE

)2m

ν)(1f

V(12m

K

tipJ

(2.10)

Onde:

m é o coeficiente de Poisson da matriz;

Vf é o volume das fibras.

A equação (2.9) fornece diretrizes para o dimensionamento de micro parâmetros para

que o volume de fibras seja minimizado. Desta forma é possível obter compósitos

cimentícios com elevada ductilidade na tração direta utilizando-se fibras curtas

dispostas randomicamente na matriz.

22..33 DDEEFFOORRMMAAÇÇÕÕEESS AAOO LLOONNGGOO DDOO TTEEMMPPOO DDOO SSHHCCCC

As deformações do concreto dependentes do tempo, também chamadas de deformações

diferidas, podem ser classificadas, segundo FIB BULLETIN 1 (1999) em:

Dependentes da tensão: Fluência e;

Independentes da tensão: retração e expansão.

Neste item serão discutidos apenas os aspectos relacionados aos fenômenos de fluência

e retração. Juntamente serão apresentados os resultados encontrados na literatura sobre

estas propriedades de compósitos do tipo SHCC.

24

22..33..11 FFLLUUÊÊNNCCIIAA

A fluência é definida como o aumento das deformações ao longo do tempo sob carga

mantida constante (NEVILLE, 1997). No concreto, é influenciada por uma série de

fatores como umidade relativa do ar, temperatura, dimensões da peça estrutural,

intensidade de carregamento, teor de pasta, relação água/cimento, tipo de cimento, teor

e tipo de agregado e idade de carregamento (NEVILLE, 1997, MEHTA, MONTEIRO,

1994).

Quando carregado, o concreto apresenta uma deformação elástica instantânea. Com a

continuidade da aplicação da carga ao longo do tempo, as deformações aumentam. Em

caso de descarregamento ocorre uma recuperação elástica imediata da deformação,

aproximadamente igual à deformação elástica (recuperação elástica), seguida de uma

recuperação gradativa da deformação por fluência (recuperação da fluência). Contudo, a

fluência não é totalmente reversível, de forma que há uma deformação residual ou

fluência irreversível (NEVILLE, 1997).

A aplicação de uma tensão constante no concreto em ambientes controlados com

temperatura constante e umidade relativa igual a 100% conduz ao aumento da

deformação ao longo do tempo, a qual é denominada de fluência básica. Neste caso

considera-se que a parcela de deformação autógena já esta incluída na fluência básica.

No entanto, se o concreto for exposto a um ambiente com umidade relativa menor do

que 100% é possível distinguir além da deformação elástica instantânea, da fluência

básica e da deformação por secagem, uma deformação adicional, chamada de fluência

por secagem. A importância da fluência está nas deflexões ou deformações de

elementos estruturais, sendo necessária a consideração de seus efeitos no

dimensionamento de estruturas de concreto.

Um grande número de teorias têm sido propostas para explicar a fluência do concreto.

No entanto, nenhuma teoria pode explicar todos os fatos observados. Segundo

NEVILLE (1997), o mecanismo de fluência está centrado na pasta de cimento hidratada

e está relacionada diretamente com a movimentação interna da água adsorvida ou

intercristalina, isto é a percolação interna.

A fluência ocorre em todos os tipos de solicitação, isto é: sob compressão, tração, flexão

e na torção. Com mais freqüência, são analisados o comportamento de fluência na

compressão. Entretanto, devido ao fato de compósitos do tipo SHCC ter o

25

comportamento diferenciado pelo seu bom desempenho na tração direta, algumas

pesquisas têm focado no estudo da fluência na tração destes compósitos (BOSHOFF

2007; BILLINGTON, ROUSE, 2003, BOSHOFF, VAN ZIJL 2007, JUN,

MECHTCHERINE 2009, BOSHOFF et al 2009). No entanto, ao contrário dos

concretos de resistência normal e reforçados com fibras, são poucos os trabalhos

desenvolvidos para o estudo da fluência e da retração por secagem do SHCC, mas, os

trabalhos de alguns pesquisadores serão apresentados a seguir.

Segundo BOSHOFF (2007) as três principais causas de fluência na tração de SHCC

são: a fluência da matriz, o arrancamento das fibras ao longo do tempo e a formação de

múltiplas fissuras adicionais ao longo do tempo. Também foi relatado que o

arrancamento das fibras, que ocorre ao longo do tempo, causa abertura de fissuras sob

carregamento constante. Porém, não foi quantificada a intensidade da abertura das

fissuras. Resultados semelhantes também foram apresentados em BOSHOFF et al

(2009).

BOSHOFF et al (2009) realizou ensaios para monitorar a deformação de fluência e a

evolução do processo de fissuração ao longo do tempo. Em seus experimentos, foi

utilizado amostras de tração submetidas a carregamento equivalente a 60% da tensão de

tração máxima resistida pelo compósito. Os resultados mostraram que ocorreu uma

diferença significativa no patamar de fissuração observado com relação aos ensaios de

tração estáticos. A abertura de fissura máxima observada foi superior a 0,3mm em três

semanas de ensaio. Entretanto, BOSHOFF (2009) salienta que são necessários mais

testes, com diferentes misturas, pois até o momento apenas uma única mistura de SHCC

foi estudada neste aspecto. Os resultados também mostraram que ocorreu um forte

aumento da taxa de fluência em cerca de 16h após a aplicação da carga evidenciando

um comportamento típico de fluência de materiais cimentícios.

22..33..22 RREETTRRAAÇÇÃÃOO

O fenômeno de retração é caracterizado pelas deformações ao longo do tempo que

ocorrem em pastas de cimento, argamassa e no concreto e sem que haja qualquer tipo de

carregamento. De um modo geral, pode-se dizer que o fenômeno da retração está

associado a ações hídricas. O concreto é um meio poroso e a perda de massa de água

livre nos poros geram tensões capilares, que provocam a compressão do esqueleto e a

26

contração do material. Em função do mecanismo de esvaziamento dos poros capilares

podem-se definir dois tipos de retração: a retração por secagem e a retração autógena.

2.3.2.1 Retração Autógena

A retração autógena ocorre em concretos selados, ou seja, sem que ocorra troca de

umidade com o ambiente a partir do momento de pega do material e se prolonga durante

o tempo.

A contração da pasta de cimento é restringida pelo esqueleto rígido da pasta de cimento

já hidratada e também pelas partículas de agregado. Desta forma a retração autógena é

maior em pastas que em argamassa e concretos. Quando se trata de materiais

cimentícios reforçados com fibras, alguns trabalhos relatam que a presença das fibras

foi capaz de reduzir os valores de retração de forma expressiva (LOUKILI et al. 1999,

GARAS et al. 2008, SUN et al. 2001). Com relação a materiais compósitos do tipo

SHCC, poucas referências estão disponíveis na literatura sobre retração autógena de

SHCC.

Segundo BENTZ e JENSEN (2004), para as mesmas condições de temperatura, a

retração autógena é determinada pela composição da mistura. Portanto, a retração

autógena depende da composição e teor do cimento, teor de agregado, adições, como

escória, cinza volante e relação água/cimento (ou água material/cimentício).

Na Figura 2.11 apresenta-se o comportamento de retração autógena de ECC até 47 dias

de idade, nas quais a deformação positiva é retração. A deformação zero foi definida no

momento da pega, que ocorreu 11h após moldagem. Um aumento rápido da deformação

foi vista nos primeiros dois dias, devido à retração química, mantendo-se estável ao

longo do tempo (WANG, LI 2005).

27

Figura 2.11 – Curva de deformação autógena de ECC (WANG, LI 2005).

2.3.2.2 Retração por secagem

A retração por secagem ocorre devido à perda de água para o meio ambiente. Ao ser

exposto a um ambiente com umidade relativa abaixo de 100%, a variação de volume do

concreto não é igual à quantidade de água perdida. A perda da água presente nos poros

capilares, ou da água livre, não causa grandes variações de volume uma vez que esta

água não apresenta fortes ligações com a estrutura dos produtos hidratados. Esta é a

chamada retração reversível, que é reproduzível em ciclos de molhagem-secagem. Com

o prosseguimento da secagem, a retração aumenta significativamente, devido à perda da

água adsorvida e da água retida em pequenos poros capilares, originando a retração

irreversível, que não pode ser reproduzida em ciclos de molhagem-secagem.

WEIMANN e LI (2003a) avaliaram a retração restringida de ECC e os resultados

mostraram que o ECC apresentou maior deformação por retração devido à utilização de

altos teores de cimento. Contudo, mesmo tendo deformações mais altas este material

apresentou várias fissuras com aberturas em torno de 50μm, menor que em concreto,

que apresenta uma única fissura com abertura em torno de 1mm. Resultados

semelhantes foram encontrados também por WITTIMAN et al (2005), MARTINOLA e

BAUML (2002) e AHMED et al (2007).

LI e LI (2006) realizaram um estudo experimental com vigas recapeadas na superfície

com camadas finas de 40 mm de concreto convencional, SFRC e ECC. Os resultados

mostraram que, apesar da retração por secagem do ECC ser mais elevada do que a do

28

concreto e do SFRC, devido ao elevado teor de cimento e da ausência de agregado

graúdo, a retração restringida de ECC provocou efeitos menos danosos que nos outros

dois casos, devido ao processo de micro fissuração do material. As fissuras encontradas

nas camadas de ECC variaram entre 10 - 60 µm, enquanto no concreto e SFRC

variaram entre 120 - 360 µm e 70 – 150 µm, respectivamente.

ZHANG et at (2009) realizaram experimentos com ECC de matriz convencional e

matrizes contendo cimentos com características de baixa retração por secagem. Foi

observado que a retração por secagem aos 28 dias de secagem de ECC reduziu de 1200

x 10-6

µ para valores entre 109 x 10-6

- 242 x 10-6

µ (dependendo do teor de material

cimentício) mantendo ainda as características de enrijecimento e múltipla fissuração na

tração direta.

22..44 DDUURRAABBIILLIIDDAADDEE SSOOBB AAÇÇÃÃOO DDEE CCAARRGGAASS QQUUÍÍMMIICCAASS DDOO SSHHCCCC

Um importante fenômeno de durabilidade estrutural é a limitação de abertura de

fissuras, pois é a forma que agentes potencialmente prejudiciais, como sais, levados pela

umidade e gases podem ingressar na estrutura danificando o elemento estrutural.

Muitos problemas patológicos em estruturas de concreto surgem quando existe uma

ligação estrutural a materiais diferentes, como o aço por exemplo. O aço apresenta

elevada rigidez e ductilidade ao passo que o concreto apresenta elevada rigidez, porém

muito inferior ao aço, e extrema fragilidade (LI, STANG, 2004). Em compósitos

cimentícios reforçados com aço, a corrosão do aço é uma das principais causas de

aumento de custo de restauração em construções. Limitando as aberturas de fissuras,

esta fonte de dano e custos de reparos associados ao dano de tais estruturas pode ser

reduzida. A utilização de compósitos do tipo SHCC para correção ou prevenção destes

efeitos provou ser extremamente eficiente.

Normas de projeto limitam a abertura de fissuras em estruturas de concreto armado para

proteção de corrosão. Estes limites de abertura de fissuras em algumas situações (ex:

ambientes agressivos) são tão baixos que geralmente é difícil alcançar na prática usando

concreto armado, devido a incompatibilidade de deformações entre os materiais

utilizados. Quando compósitos cimentícios strain hardening reforçados com aço são

submetidos à tração direta, várias micro-fissuras são formadas devido a seu

29

comportamento strain hardening, evidenciando uma compatibilidade de deformação a

tração com o aço. As aberturas de fissuras que se formam são pequenas e satisfazem o

limite de abertura de fissuras para durabilidade imposta pelas normas (AHMED,

MIHASHI, 2007).

Devido ao comportamento de enrijecimento e múltiplas microfissuras, SHCC exibe

melhor resistência a corrosão que o concreto. Em 1995, MAALEJ e LI (1995)

propuseram que vigas com uma camada de 50,8 mm de ECC na parte inferior poderiam

fornecer dois níveis de proteção. Primeiro, preveniriam a migração de substâncias

agressivas no concreto, portanto, preveniriam a corrosão do reforço. Segundo, em casos

extremos, quando o processo de corrosão já iniciou, a aceleração da corrosão poderia

ser diminuída ou até eliminada e problemas de spalling ou delaminação seriam

prevenidos devido à alta capacidade de deformação e resistência a fratura do material.

Mais tarde, MAALEJ et al (2002) avaliaram a efetividade do modelo proposto através

de estudos experimentais em retardar o processo de corrosão do reforço de aço, e

encontraram que a viga com cobertura de ECC exibiu menor nível de deterioração do

aço e maior tempo para alcançar o mesmo nível de deterioração do aço que uma viga de

concreto armado.

LI e STANG (2004) realizaram estudos de absorção de soluções agressivas em placas

de compósitos fissuradas. Em sua pesquisa foram utilizadas amostras de vigas de

concreto convencional com dois níveis de fissuração (300µm e 400µm) e vigas de ECC

com múltiplas microfissuras (até 100µm). Os resultados apontaram para uma absorção

cerca de 20 vezes inferior de ECC em relação aos valores medidos nos concretos

convencionais.

LEPECH e LI (2005) estudaram a permeabilidade a água de ECC e argamassa reforçada

com malha de aço, ambos fissurados (deformação de 1,5%) e não fissurados e observou

que o coeficiente de permeabilidade de ambos aumentou com o nível de fissuração e

que ECC fissurado exibiu aproximadamente o mesmo coeficiente de permeabilidade do

concreto não fissurado.

LI et al (2004) realizaram ensaios de imersão em água quente (60ºC) em fibras de PVA

e compósitos de ECC e encontrou que após 26 semanas de imersão as fibras

apresentaram poucas mudanças nas suas propriedades, tais como, resistência, módulo de

elasticidade e alongamento. Entre 13 e 26 semanas de imersão a aderência química entre

30

a matriz e a fibra aumentou, enquanto a resistência aparente da fibra caiu. Esta mudança

nas propriedades interfaciais resultou na redução da capacidade de deformação do

compósito sem exposição de 4,5% para 2,75% após 26 semanas de exposição em água

quente. Em outro estudo HORIKOSH et al (2005) encontrou resultados semelhantes

para fibras de PVA.

Resultados de experimentos indicam que SHCC exibe excelente durabilidade a ações

químicas. O comportamento de strain hardening e múltiplas micro-fissuras fornecem

baixa permeabilidade a água e a cloretos, os quais retardam o processo de corrosão do

aço em estruturas de concreto armado. A alta capacidade de deformação e a resistência

a fratura deste material em relação ao concreto o torna apto a reduzir o dano induzido

pela corrosão. As mesmas propriedades o conduzem para um desempenho superior com

relação a outras propriedades, tais como, fissuração e danos devido a ciclos de gelo –

degelo e ciclos de molhagem e secagem (LI et al. 2003). Porém poucos estudos existem

com relação à durabilidade a cargas térmicas.

22..55 CCOOMMPPOORRTTAAMMEENNTTOO DDOO SSHHCCCC SSOOBB AAÇÇÃÃOO DDEE CCAARRGGAASS

TTÉÉRRMMIICCAASS

22..55..11 IINNTTRROODDUUÇÇÃÃOO

Quando materiais cimentícios são expostos a variações de temperatura, ocorrem

modificações químicas e físicas na sua microestrutura podendo comprometer o seu

desempenho e a sua funcionalidade. Isto ocorre devido ao fato de que os coeficientes de

expansão térmica dos ingredientes constituintes do concreto são diferentes e causam

mudanças volumétricas diferenciais nos mesmos, podendo ocorrer fissuração no

material e baixa permeabilidade (SANCAK et al, 2008).

Devido a isto, é fundamental a determinação de propriedades indispensáveis para a

análise da influência de baixas ou temperaturas elevadas no concreto, tais como, calor

de hidratação, condutividade térmica, calor específico, coeficiente de expansão térmica,

bem como, estabilidade térmica do concreto a altas temperaturas, resistência a ciclos

31

térmicos e spalling, dentre outras. Contudo, poucos resultados estão disponíveis na

literatura sobre a durabilidade a cargas térmicas de compósitos do tipo SHCC.

Neste capítulo será feita uma revisão sobre a influência de baixas ou temperaturas

elevadas em compósitos cimentícios com enrijecimento na tração direta (SHCC) bem

como nos seus componentes.

22..55..22 DDEEGGRRAADDAAÇÇÃÃOO DDOO SSHHCCCC EEMM NNÍÍVVEELL MMIICCRROO EE MMAACCRROO EESSTTRRUUTTUURRAALL

O comportamento de materiais cimentícios quando submetidos a temperaturas elevadas

depende das propriedades da matriz e do elemento de reforço. Entre os constituintes da

matriz a pasta de cimento tem a maior influência neste aspecto, em comparação aos

agregados. A seguir, apresentam-se algumas das alterações microestruturais sofridas

pela matriz dos compósitos

A pasta de cimento Portland hidratada é formada basicamente de silicato de cálcio

hidratado, hidróxido de cálcio e sulfoaluminato de cálcio hidratado. Em estado natural,

possui em sua composição grande quantidade de água livre e capilar, além de água

adsorvida e quimicamente combinada.

Segundo ZHANG et al (2002) a água capilar existe não somente em poros capilares

(100 a 200 ) da pasta de cimento, mas também em poros de agregados e sua interface.

A água capilar é facilmente evaporável quando há variações de umidade ou de

temperatura.

Entre 30 e 105ºC, água livre e parte da água adsorvida são evaporadas. Em concreto

saturado, a maior porcentagem de água é liberada neste estágio. Dependendo da taxa de

aquecimento, esta troca pode ser observada para temperaturas maiores.

O excesso de água contida nas pastas de cimento Portland saturadas participa na

formação de gradientes significativos de pressão na rede de poros do concreto durante a

transferência de massas (evaporação da água e liberação de ar incorporado) e,

conseqüentemente, no aumento das trincas decorrentes da contração da pasta. Por essas

razões, o excesso de água livre contribui na desagregação acelerada da mesma

(KALIFA et al, 2000).

32

Entre 4 e 80ºC, os produtos de hidratação do cimento Portland comum permanecem

quimicamente estáveis. As alterações na pasta de cimento Portland são essencialmente

físicas como: porosidade, crescimento de fissuras e energia de superfície (COSTA et al,

2002).

A expansão térmica da pasta de cimento aumenta linearmente com a temperatura até

100ºC, quando toda água livre é evaporada (MINAMI et al, 1987 e 1991). A pasta

começa a perder estabilidade dos 100ºC aos 200ºC. Pode-se considerar que a

desestruturação química efetiva da pasta de cimento se inicia a partir dos 180ºC

(KALIFA et al, 2000) pois, após os 100oC, as fissuras surgem na microestrutura

inicialmente pela contração da própria pasta, provocada pela perda de água contida no

sistema de poros (COSTA et al, 2002).

Acima dos 200ºC ocorre uma leve reação físico-química: a água evaporada reduz as

forças de Van der Walls entre as camadas de C-S-H. A perda parcial da adesão química

acentua o aparecimento de fissuras e uma ligeira perda da resistência, persistindo até

300ºC (NEVILLE, 1997).

Várias reações ocorrem na pasta de cimento endurecido entre 400ºC e 600ºC, como,

dessecação dos poros seguida da decomposição dos produtos de hidratação da pasta e

destruição do gel C-S-H. A reação endotérmica da desidratação do hidróxido de cálcio

Ca(OH)B2B libera o óxido de cálcio, CaO, e água, sendo esta última evaporada, seguindo a

expressão abaixo:

O resfriamento rápido por água, na ação de combate ao incêndio produz uma re-

hidratação destrutiva da cal, porque o óxido de cálcio quando entra em contato com a

água, sofre uma expansão abrupta e pode causar danos ao concreto endurecido, levando

a desagregação após o incêndio. A adição de pozolanas à pasta pode se benéfica devido

à retirada do hidróxido de cálcio (NEVILLE, 1997).

Os diferentes tipos de agregados ocupam até 70% do volume total de concreto, portanto

a variação de suas propriedades durante o aquecimento pode influenciar as

características do material. Os diferentes agregados adicionados a mistura não

apresentam o mesmo coeficiente de dilatação térmica, levando ao aparecimento de

expansões internas com diferentes intensidades. Valores típicos para o coeficiente de

dilatação térmica da pasta de cimento endurecida podem variar de 9 x 10-6

a 21 x 10-6

/

33

ºC, enquanto que para as varias rochas usadas como agregados de concreto, este

coeficiente pode variar de 5,5 x 10-6

a 11,8 x 10-6

/ºC(BAZANT, KAPLAN, 1996).

A maioria dos agregados é estável até a temperatura de cerca de 500ºC. Os agregados de

basalto não apresentam mudanças de fase até aproximadamente 800ºC, enquanto que o

agregado de calcário decompõe-se quimicamente na faixa de temperatura entre 600-

900ºC (BAZANT, KAPLAN, 1996), como resultado da reação de descarbonização.

Agregados silicosos contendo quartzo, tais como granito e arenito, podem causar danos

no concreto em aproximadamente de 570ºC porque a transformação do quartzo da

forma para é associada com uma expansão súbita da ordem de 0,85% (MEHTA,

MONTEIRO, 2008).

As diferentes fibras adicionadas ao concreto, com o objetivo de diminuir a fragilidade

do material, têm diferentes comportamentos na presença de altas temperaturas. Muitas

pesquisas têm sido desenvolvidas utilizando a fibra de polipropileno com o objetivo de

reduzir o spalling de concreto de alto desempenho (CAD). No entanto, sabe-se que as

fibras de polipropileno têm um duplo efeito sobre cargas térmicas. Por um lado, elas

podem reduzir os efeitos da fragmentação (NISHIDA, YAMAZAKI, 1995, KALIFA et

al. 2000 e 2001, VELASCO et al., 2004), porque quando as fibras de polipropileno são

fundidas em cerca de 170oC de temperatura, criam canais de alívio e também micro-

fissuras que permitem que o vapor escape através da massa de cimento evitando a

fragmentação que ocorre entre 190oC e 250

oC. Por outro lado, verificou-se que as fibras

de polipropileno têm um efeito mínimo ou negativo no desempenho residual do

concreto aquecido (POON et al 2004, CHAN et al 2000, LI et al, 2004). A deterioração

da propriedade pode ser atribuída à fusão ou amolecimento da fibra, desidratação de

hidratos de cimento, e aumento da porosidade durante o processo de aquecimento (LI et

al, 2004a).

Com relação a compósitos cimentícios do tipo SHCC, pouco se sabe na literatura sobre

o efeito da temperatura no comportamento deste tipo de compósito. SAHMARAN et al

(2010) realizou experimentos para analisar o efeito da temperaturas na relação tensão x

deformação na compressão axial e na microestrutura de amostras de ECC. As amostras

foram aquecidas até temperaturas de 800ºC por 1 hora e em seguida resfriadas, antes

dos testes. Neste experimento foi observado que nenhuma mudança significativa na

resistência do compósito ocorreu quando as amostras foram aquecidas até temperaturas

34

de 400ºC por 1 hora. Análises microestruturais, no entanto, revelaram a existência de

poros e canais adicionais na matriz devido ao amolecimento e degradação das fibras de

PVA, entre 200 e 400ºC. Após 1 hora de exposição nas temperaturas de 600 a 800ºC, o

desempenho mecânico de ECC mostrou ser semelhante ou melhor que o

comportamento de um concreto convencional reforçado com fibras de polipropileno ou

fibras de aço. SAHMARAN et al (2010) cita ainda que nenhum efeito de spalling foi

observado nas amostras durante os testes. Evidenciando o efeito benéfico das fibras de

PVA no combate ao spalling de materiais cimentícios quando expostos a temperaturas

elevadas.

22..55..33 FFIISSSSUURRAAÇÇÃÃOO DDEE OORRIIGGEEMM TTÉÉRRMMIICCAA EEMM PPOOUUCCAASS IIDDAADDEESS DDOO SSHHCCCC

A reação química de hidratação do cimento é exotérmica, portanto ocorre liberação de

calor durante o endurecimento do concreto, e termicamente ativada. O calor liberado na

hidratação pode aumentar consideravelmente a temperatura do concreto, principalmente

quando este é aplicado em grandes volumes, em função da baixa condutividade térmica

do concreto. Isto pode ocasionar um gradiente térmico, pois a dissipação do calor para o

ambiente é mais rápida na parte mais externa do que na interna do concreto (NEVILLE,

1997). Desta forma, tensões térmicas são produzidas durante o resfriamento diferencial

do concreto, o que pode resultar em fissuração e comprometer a estabilidade da

estrutura. Se as tensões geradas são superiores a resistência do material, ocorrerá

fissuração.

Tensões decorrentes de deformações térmicas são as causas de fissuração do concreto

nas primeiras idades. A deformação térmica (expansão e contração) é a variação de

volume provocada pela variação de temperatura. Essa relação é dada pelo coeficiente de

deformação térmica ().

Algumas propriedades térmicas são importantes na avaliação da evolução da

temperatura na estrutura, e consequentemente na determinação das deformações de

origem térmica. A elevação adiabática da temperatura, o qual permite a obtenção da

quantidade total de calor gerado pela reação de hidratação e a velocidade com que tal

calor é desprendido pelo concreto; o calor específico; a condutividade térmica e os

coeficientes de troca do meio. Estas propriedades são influenciadas pelo tipo de

agregado e podem ser consideradas constantes durante todo o endurecimento do

35

material. Também não se tem informação se elas são influenciadas pelo tipo de fibra

utilizada e pelo comportamento do material.

22..55..44 DDUURRAABBIILLIIDDAADDEE EEMM BBAAIIXXAASS TTEEMMPPEERRAATTUURRAASS DDOO SSHHCCCC

Estruturas de concreto que são utilizadas em rodovias e pavimentos em geral devem

apresentar alta durabilidade a ciclos de molhagem-secagem e gelo-degelo. Em muitos

países da Europa, onde há uma grande incidência de neve, a durabilidade do concreto a

ciclos de gelo-degelo nas condições onde agentes de degelo são usados é de importância

fundamental.

LI et al (2003) avaliaram a durabilidade de prismas de ECC e concreto a ciclos de gelo

– degelo. As amostras foram submetidas a 300 ciclos (14 semanas). Os resultados

mostraram que após 5 semanas (110 ciclos), as amostras de concreto tinham se

deteriorado severamente. Porém, as amostras de ECC não apresentaram danos

significativos após 300 ciclos com nenhuma degradação no módulo. Após exposição

aos 300 ciclos de gelo–degelo, foram feitos ensaios de tração axial nas amostras de ECC

e comparados a amostras curadas em ambiente úmido e não foi observada nenhuma

queda na capacidade de deformação das amostras submetidas aos ciclos de gelo –

degelo.

SAHMARAN, LI (2007) realizaram ensaios para determinar a durabilidade de SHCC

após a ação de agentes de degelo. Após as amostras terem sido submetidas a 50 ciclos

de molhagem e secagem a perda de massa observada permaneceu dentro dos limites

estabelecidos pela ASTM C672 (2003). Os resultados também mostraram que a perda

da ductilidade foi insignificante, com capacidade de deformação residual superior a 3%.

36

33 PPLLAANNEEJJAAMMEENNTTOO EEXXPPEERRIIMMEENNTTAALL

O programa experimental do presente trabalho foi elaborado com o objetivo de estudar

as propriedades térmicas, deformações dependentes do tempo, processo de fratura sob

cargas de flexão e tração direta e a estabilidade térmica de compósitos cimentícios

reforçados com fibras de PVA. O compósito estudado nesta pesquisa é uma nova classe

de compósitos cimentícios com enrijecimento na tração direta (do inglês strain

hardening cementitious composites - SHCC), desenvolvidos há cerca de duas décadas

pelo professor Victor Li e seus colaboradores (LI, 2003). No grupo de pesquisas do

Laboratório de Materiais e Estruturas (Labest) do Programa de Engenharia Civil (PEC)

da COPPE/UFRJ, é o primeiro trabalho a utilizar tal material.

A primeira etapa do estudo visou o desenvolvimento de compósitos do tipo SHCC

utilizando materiais locais na matriz e como reforço, de fibra de PVA (volume de 2%).

Duas formulações de SHCC, desenvolvidas por WANG, LI (2007), foram utilizadas

como referências. As formulações desenvolvidas de SHCC se distinguiam pelos

ingredientes da matriz (teores variáveis: cinza volante e areia). O teor de fibra utilizada

na fabricação dos compósitos foi escolhido por ser o volume comumente utilizado por

pesquisadores na fabricação deste tipo de compósito. Neste estudo inicial, também foi

realizado uma análise da influência do tamanho do agregado no desempenho do

compósito, sendo utilizado uma areia fina (diâmetro máximo 0,212mm) e uma grossa

(diâmetro máximo 1,180mm). Foram realizados ensaios para caracterização física e

mecânica e estudo do processo de fratura dos compósitos desenvolvidos, conforme

mostra a Figura 3.1.

Esse estudo preliminar é de grande importância, uma vez que a obtenção de compósitos

cimentícios com múltipla fissuração na tração direta depende fortemente dos materiais

constituintes, tendo em vista que o método de dosagem utilizado é baseado em

conceitos micromecânicos relacionando a energia necessária para fraturar a matriz

(tenacidade ao fraturamento da matriz) e a aderência fibra-matriz (ver item2.2.1.1).

A formulação que apresentou melhor desempenho mecânico foi escolhida para dar

prosseguimento aos estudos subseqüentes, que englobaram a caracterização das

propriedades térmicas e estudo das deformações diferidas (ver Figuras 3.2 e 3.3).

37

Além das propriedades descritas acima, foi realizado um estudo da estabilidade térmica

de SHCC e dos elementos, matriz e reforço. Inicialmente foi analisada a estabilidade

térmica do elemento de reforço (fibras de PVA), utilizando-se análises

termogravimétricas. De posse desses resultados, foram definidas as temperaturas nas

quais os compósitos seriam submetidos.

Como a fibra de PVA apresenta ponto de fusão em 240ºC e seu processo de degradação

inicia-se em temperaturas em torno de 256ºC (ver item 7.2.1) foram definidas as

temperaturas de 90ºC, 110ºC, 145ºC, 190ºC e 250ºC para o estudo experimental do

compósito. Com tais cenários, foram realizados ensaios físicos, mecânicos e análise

microestrutural para o estudo das propriedades residuais do compósito, além do estudo

da resistência a ciclos de choque térmico.

Para uma melhor compreensão dos resultados encontrados também foram realizados

ensaios para determinação das propriedades físicas e mecânicas da matriz e do elemento

de reforço (fibra de PVA). A Figura 3.4 apresenta um quadro geral dos estudos

realizados para determinação da influência da temperatura nas propriedades de

compósitos SHCC.

Figura 3.1 – Quadro dos ensaios realizados para o estudo das propriedades físicas,

mecânicas e o processo de fratura de SHCC.

DESENVOLVIMENTO DE COMPÓSITOS SHCC

Propriedades Físicas

Absorção de água

Massa específica

Porosidade

total

Propriedades Mecânicas

Compressão axial

Flexão

Tração direta

Processo de Fratura

Sob cargas

de flexão

Sob cargas de tração direta

38

Figura 3.2 – Quadro dos ensaios realizados para o estudo das propriedades térmicas de SHCC.

Figura 3.3 – Quadro dos ensaios realizados para o estudo das deformações diferidas de SHCC.

PROPRIEDADES TÉRMICAS DE SHCC

Calor específicoDifusividade

térmica Condutividade térmicaCoeficiente de dilatação

térmica

Elevação adiabática de

temperatura

DEFORMAÇÕES DIFERIDAS DE SHCC

Retração autógena Retração por secagem Fluência na flexãoComportamento do padrão

de fissuras do SHCC sob

carga constante

39

Figura 3.4 – Quadro dos ensaios realizados para o estudo da estabilidade térmica de SHCC, matriz e fibra de PVA.

ESTABILIDADE TÉRMICA DA FIBRA DE PVA E DE COMPÓSITOS SHCC

Análises por Termogravimetria

Fibra

Compósito

Propriedades

Residuais

Fibra

Tração

Massa específica

Matriz

Físicas

Absorção de água

Massa específica

Porosidade total

Mecânicas

Compressão

Flexão

Compósito

Físicas

Absorção de água

Massa específica

Porosidade total

Análises micro-

estruturais

Porosimetria

Microscopia

Mecânica

Compressão

Flexão

Tração direta

Processo de fratura

Flexão

Tração direta

Choque térmico

40

33..11 PPRROOCCEEDDIIMMEENNTTOOSS EEXXPPEERRIIMMEENNTTAAIISS

33..11..11 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS FFÍÍSSIICCAASS

3.1.1.1 Massa específica da fibra

A massa específica real das fibras foi determinada utilizando-se um picnômetro à hélio

da marca Micromeritics, modelo AccuPyc 1340. As amostras foram previamente secas

em estufa a 40±2ºC até constância de massa, em seguida foram resfriadas à temperatura

ambiente em dessecador com sílica de gel. Foram feitas cinco determinações da massa

específica da fibra.

3.1.1.2 Porosidade total

O ensaio de porosidade total foi realizado seguindo-se a norma NBR 9778 (2005). As

amostras utilizadas nos ensaios eram discos com 50 mm de diâmetro por 25 mm de

altura, obtidas de corpos de prova cilíndricos de 50 x 100mm (diâmetro x altura). As

amostras foram obtidas da parte central do corpo de prova, ou seja, foram excluídos o

topo e a base.

Todas as amostras permaneceram na câmara úmida até a data do ensaio, quando as

mesmas foram retiradas e deixadas em uma sala com temperatura constante de 21±1ºC

por um intervalo de 24h. Após esse período de tempo, as amostras foram colocadas na

estufa com temperatura constante de 38 ± 2ºC até constância de massa (até que a

diferença de peso num intervalo de 24h fosse inferior a 0,5%). Após essa fase, as

amostras foram imersas em um recipiente contendo água e, após o tempo estipulado em

24 horas, as mesmas foram retiradas, secas superficialmente com um papel absorvente,

pesadas e imediatamente recolocadas na água. Esse procedimento foi repetido até se

alcançar à saturação das amostras. Por último, após as amostras estarem completamente

saturada, foi realizado a pesagem da amostra submersa.

41

A opção pela secagem branda, em contrapartida à secagem a 105°C sugerida pelas

normas, foi feita no intuito de manter a integridade dos produtos de hidratação do

cimento Portland.

As amostras que foram submetidas a ação da temperatura foram pesadas imediatamente

após queima, para obtenção da massa no estado seco e, em seguida submersas em água

até saturação.

Além da porosidade total este ensaio permite também a obtenção da absorção de água e

massa específica () do compósito no estado endurecido, conforme as equações (3.1),

(3.2) e (3.3).

Pt msat ms

msat mi

100 (3.1)

msat ms

ms

100 (3.2)

s

ms

msat mi

(3.3)

Onde:

PBtB é a porosidade total da amostra;

mBsatB é a massa da amostra saturada após imersão;

mBsB é a massa da amostra seca em estufa;

mBiB é a massa da amostra saturada imersa determinada em uma balança hidrostática;

A é a absorção de água;

BsB é a massa específica da amostra seca;

33..11..22 AANNÁÁLLIISSEESS MMIICCRROOEESSTTRRUUTTUURRAAIISS

3.1.2.1 Porosimetria por intrusão de mercúrio

A rede porosa de um material é subdividida, segundo a classificação mais genérica

empregada aos meios porosos, em macro, meso e micro-poros. METHA, MONTEIRO

42

(2008) simplificam esta classificação genérica dividindo os poros em apenas dois

grupos, sendo macroporos os poros maiores que 0,05 µm e microporos os poros

menores que 0,05µm. Ainda apontam que enquanto os macroporos influenciam na

resistência, os microporos exercem influência principalmente na retração e fluência

(METHA, MONTEIRO 2008). Neste trabalho será adotada a classificação dos poros

adotada pela International Union of Pure and Applied Chemistry (IUPAC), que

classifica os poros em três grupos listados a seguir (IUPAC, 1976):

Macroporos: poros com diâmetros maiores que 0,05 µm (50nm);

Mesoporos: poros com diâmetros maiores que 0,002 µm (2nm) e menores que

0,05µm (50nm) e;

Microporos: poros com diâmetros menores que 0,002µm (2nm)

O método de análise baseia-se nas reações hidrostáticas existentes num capilar

envolvendo as características do material que o compõe, bem como as do fluido em

contato com ele. No caso de um fluido com tensão superficial menor que aquela do

material capilar, o ângulo de contato na superfície fluido-material é menor que 90°C.

Assim, o equilíbrio entre as tensões superficiais do fluido e do material e as tensões nas

superfícies de contato entre eles resulta em uma força que favorece a penetração do

fluido no capilar. Por outro lado, se o fluido possui tensão superficial maior que aquela

do material do capilar, o ângulo de contato será maior que 90°C e, neste caso, o

equilíbrio de forças no capilar é contrário à entrada do fluido no capilar. Desta forma, a

entrada do fluido somente será possível através da aplicação de uma força externa

(RODRIGUES, 2004).

Ao admitir que o poro capilar possua forma cilíndrica, a pressão necessária à entrada do

líquido é dada pela Equação de Washburn (TAYLOR, 1997), apresentada na

Equação(3.4). A distribuição de tamanho de poros é obtida por intrusão do volume de

mercúrio penetrado na amostra a uma dada pressão. O mercúrio tem uma tensão

superficial igual a 0,48 N/m, maior que a da maior parte dos materiais, sendo por isso

empregado como líquido de intrusão nos ensaios de porosimetria (RODRIGUES, 2004).

43

P 4. .cos

D (3.4)

Onde:

P é a pressão externa aplicada;

é a tensão superficial do líquido;

é o ângulo de contato entre líquido e sólido capilar;

D é o diâmetro do poro capilar.

Um inconveniente da aplicação da Equação de Washburn para produtos cimentícios é

admitir que os poros sejam cilíndricos, pois é conhecido que os poros de pastas

apresentam-se sob complexas formas (TAYLOR, 1997). Além disso, há possibilidade

de poros originalmente sem conexão com a rede porosa serem preenchidos devido à

destruição de paredes de poros durante o ensaio (FELDMAN, BEAUDOIN, 1991).

Os ensaios de intrusão foram conduzidos no laboratório de materiais da Technische

Universität Dresden-Alemanhã (TU-Dresden) em amostras, com volume de cerca de

1cm3, extraídas das extremidades não fissuradas de corpos de prova de flexão. O ângulo

de contato utilizado foi igual a 140°. Os resultados são apresentados como curvas que

relacionam o diâmetro dos poros com o volume acumulado de mercúrio por massa de

amostra.

3.1.2.2 Análise microscópica

Análises microscópicas foram realizadas nas amostras de fibra de PVA e na superfície

de fratura dos compósitos submetidos a ensaios de tração direta com o objetivo de

estudar as mudanças ocorridas no compósito e na fibra após ação da temperatura. As

análises microscópicas foram realizadas em microscópio eletrônico de varredura do

laboratório de microscopia da Technische Universität Dresden-Alemanhã (TU-

Dresden).

As amostras foram aderidas por adesivo condutor de carbono em porta amostras e

analisadas em baixo vácuo com recobrimento.

44

33..11..33 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS MMEECCÂÂNNIICCAASS

3.1.3.1 Comportamento sob compressão axial

A resistência à compressão de materiais cimentícios é a propriedade mais comumente

utilizada no projeto de estruturas para diferentes finalidades e também para fins de

controle tecnológico. Devido a isto e a facilidade de execução do ensaio, o

comportamento sob compressão dos compósitos foi incluído no programa experimental

deste trabalho.

Para o ensaio de compressão foram utilizados três corpos de prova cilíndricos com 50

mm de diâmetro e 100 mm de altura. Antes dos ensaios os corpos de prova cilíndricos

foram nivelados utilizando-se a técnica de faceamento, tendo em vista que as superfícies

irregulares e não planas dos topos dos corpos de prova causam problemas como

transmissão não uniforme da tensão de compressão, causando ruptura prematura das

amostras.

Os ensaios de compressão foram realizados em uma máquina servo-controlada

Shimadzu de 1000kN (Figura 3.5a) a uma velocidade de deformação axial de

0,015mm/min. Os deslocamentos axiais foram medidos por dois extensômetros, com

um curso de 5,0mm, posicionados na região central da amostra como mostrada na

Figura 3.5b.

Os dados de deslocamentos axiais e carregamento foram obtidos por meio de um

sistema de aquisição de dados composto de um condicionador ADS 2000, de 16 bits e

um ―software‖ QDados versão 7.02.08, da Empresa Lynx.

(a) (b)

Figura 3.5 - Máquina de ensaio (a) e configuração do ensaio de compressão (b).

45

A resistência à compressão foi determinada a partir da equação (3.5). Além da

resistência também foram determinados os valores do módulo de elasticidade dos

compósitos, a partir do diagrama tensão-deformação de acordo com a equação (3.6):

(3.5)

Onde:

ζ é a tensão de tração;

P é a carga aplicada;

A é a área da seção transversal do corpo de prova.

a1a2

c1c2

εε

ζζE

(3.6)

Onde:

E é o módulo de elasticidade;

ζc2 é a tensão de compressão correspondente a 40% da carga última;

ζc1 é a tensão de compressão correspondente a deformação axial, εa1, de 0,000050;

εa1 é a deformação axial igual a 0,000050;

εa2 é a deformação axial produzida pela tensão ζc2.

Os resultados obtidos permitiram também a obtenção do índice de tenacidade à

compressão dos compósitos. O índice de tenacidade expressa à capacidade de absorção

de energia dos compósitos, principalmente na região pós-fissuração onde a atuação das

fibras é predominante. O índice de tenacidade é definido como a relação entre a área sob

a curva tensão x deformação até uma deformação estabelecida (área ABCD) e a área

equivalente de um material elastoplástico, correspondente ao diagrama AEFD, ilustrado

na Figura 3.6, com mesmo módulo de elasticidade e tensão de ruptura (LIMA, 2004). O

índice de tenacidade foi calculado até valores de deformação axial iguais a 5000, 8000 e

10000με.

46

Figura 3.6 - Desenho esquemático do diagrama utilizado na determinação do índice de

tenacidade na compressão, segundo LIMA (2004).

3.1.3.2 Comportamento sob flexão

O desempenho dos compósitos na flexão foi avaliado através de ensaios de flexão em

quatro pontos. Os corpos de prova constituíam-se de placas retangulares com as

dimensões iguais a 12,5 x 60 x 400mm com vão entre apoios igual a 255mm de vão. A

configuração do ensaio é mostrada na Figura 3.7.

Os ensaios foram realizados na prensa mecânica Shimadzu, modelo AGX – 100kN. A

velocidade de ensaio foi igual a 0,3mm/min. Os deslocamentos foram medidos por um

LVDT posicionado no meio do vão. Curvas carga x deslocamento dos compósitos

foram obtidas aos 28 dias de idade. Foram realizados três ensaios para cada mistura.

Figura 3.7 - Configuração do ensaio de flexão em quatro pontos.

F

D

C

BE

Ten

são

DeformaçãoA

47

Foram obtidos valores de tensão (BcrB) e deslocamento (BcrB) de primeira fissura e valores

de tensão (BuB) e deslocamento (BuB) máximos pós-fissuração dos compósitos. A tensão

de primeira fissura e a máxima tensão pós-fissuração foram calculadas utilizando-se a

equação (3.7).

2bd

6Mζ (3.7)

Onde:

ζ é a tensão na flexão;

M é o Momento fletor no meio do vão;

b é a dimensão da base da amostra;

d é a altura da amostra.

3.1.3.3 Ensaios de tração direta no compósito

Os ensaios de tração direta foram realizados no compósito para a obtenção dos valores

de tensão e deformação de primeira fissura, valores máximos pós-fissuração e análise

do processo de fratura dos compósitos. Este tipo de ensaio tem alto grau de dificuldade,

uma vez que qualquer desalinhamento da amostra com o eixo de aplicação de carga

pode gerar tensões de flexão ou de torção, o ocasionando a ruptura prematura da

amostra.

Neste trabalho foram utilizados dois tipos de setups: o setup 01 e o setup 02. O primeiro

setup (setup 01) foi utilizado durante o desenvolvimento de compósitos do tipo SHCC

(misturas M01-M05), ver item 4.2, e o setup do tipo 02 foi utilizado nos estudos

subseqüentes. Os procedimentos dos ensaios 01 e 02 são descritos a seguir.

33..11..33..33..11 SSEETTUUPP 0011

Os ensaios foram realizados em placas retangulares com as dimensões iguais a 12,5 x

40 x 400mm. Placas de alumínio, com comprimento igual a 10cm, foram coladas nas

extremidades das amostras para evitar concentração de tensões e esmagamento pelas

garras da máquina de ensaio (Figura 3.8). O alinhamento entre as extremidades das

48

amostras ao colar as placas e durante a montagem dos ensaios foi garantido pelo uso de

um nível.

Foram realizados três ensaios para cada mistura em uma prensa mecânica Shimadzu,

modelo AGX – 100 kN utilizando-se garras hidráulicas (Figura 3.9a) com pressão de

0,6MPa. A velocidade de ensaio foi 0,1mm/min e os deslocamentos foram medidos por

dois LVDT’s posicionados nas laterais dos corpos de prova com comprimento de

medida igual a 150 mm. A configuração do ensaio é mostrada na Figura 3.9b.

Figura 3.8 – Preparação das extremidades das amostras utilizadas nos ensaios de

tração direta.

(a) (b)

Figura 3.9 - (a)Máquina de ensaio e (b)configuração do ensaio de tração direta.

150

mm

49

Os ensaios de tração direta permitiram a obtenção dos valores médios de deformação

(cc) e tensão (cc) de primeira fissura, máxima tensão pós fissuração (pc) e capacidade

de deformação na tração direta (u). O valor deu é tomado no ponto onde ocorre a

localização do dano, isto é, momento em que ocorre a abertura de uma das inúmeras

fissuras formadas, como ilustrado na Figura 3.10.

Figura 3.10 - Curva típica de um compósito com múltiplas fissuras.

33..11..33..33..22 SSEETTUUPP 0022

Para a realização dos ensaios de tração direta com o setup do tipo 02, foi construído um

aparato que consistia de duas garras mecânicas rígidas para posicionamento das

extremidades do corpo de prova na prensa de ensaio, de forma que, durante o

posicionamento das amostras fosse garantido o perfeito alinhamento da amostra com o

eixo de aplicação de carga. Esse setup, proposto pela norma Japonesa (JSCE – Japan

Society of Civil Engineers) de 2008, foi elaborado por sua simplicidade, eliminando

assim o desalinhamento de carga do setup 01.

Nos ensaios de tração direta foram utilizadas 05 amostras prismáticas com as dimensões

iguais a: 30 x 30 x 330 mm (largura na parte central x espessura x comprimento total da

amostra), conforme a Figura 3.11a. As amostras foram moldadas em formas metálicas

construídas no formato e com respectivas dimensões das amostras. De forma que

durante a montagem do ensaio, as amostras encaixassem de forma precisa no aparato

localização

w

cc

DeslocamentoDeformação

Ten

são

Múltiplas fissuras u

cc

Abertura de fissura

50

construído para este ensaio. Em alguns ensaios, foi necessário utilizar lixas para o ajuste

das amostras.

Os ensaios foram realizados em uma prensa mecânica Shimadzu, modelo AGX – com

célula de carga igual a 50kN. A velocidade de ensaio foi igual a 0,1mm/min e os

deslocamentos foram medidos por dois LVDT’s posicionados nas laterais dos corpos de

prova com comprimento de medida igual a 80 mm. Foram realizados cinco testes para

cada situação de ensaio. A configuração do ensaio é mostrada na Figura 3.11b.

(a) (b)

Figura 3.11 – (a) Amostra utilizada no ensaio de tração direta – setup 02 (todas as

dimensões em milímetros) e (b) configuração do ensaio.

3.1.3.4 Ensaios de tração na fibra de PVA

Os ensaios de resistência à tração na fibra de PVA foram realizados baseados na norma

ASTM D3822-07. As fibras foram coladas numa base de papel de gramatura 90 g/m2. A

base de papel constituía de um retângulo com as dimensões de 60 x 70 mm. No centro

do retângulo foi recortada uma janela com as dimensões de 20 x 30 mm, conforme

esquema da Figura 3.12a, onde foi colada a fibra. A dimensão de 30 mm da janela foi

definida em função do comprimento de ensaios da fibra. A fibra foi cortada inicialmente

em um comprimento de 70 mm e foi presa de forma alinhada no centro da janela com a

ajuda de cola e uma fita adesiva. Embora o comprimento de corte da fibra tenha sido 70

60

80

45

80

45

80

33030

51

mm, o comprimento de ensaio da amostra da fibra foi somente 30mm (comprimento

livre da janela aberta no retângulo de papel). Pois o restante da fibra que estava colada

ao papel ficava presa na garra da máquina de ensaio.

(a) (b)

Figura 3.12 – a) Montagem do corpo de prova usado para o ensaio de tração e b) Setup

do ensaio de tração na fibra (todas as dimensões em milímetros)

Uma vez posicionada a base de papel nas garras da máquina de ensaio, cortam-se as

laterais antes dos ensaios, ensaiando-se somente a fibra (Figura 3.12b). A distância entre

as garras da máquina coincide com o comprimento útil da fibra (30mm). A máquina de

ensaio usada foi uma prensa mecânica Shimadzu, modelo AGX – com célula de carga

igual a 1kN. Foram realizadas 10 repetições para cada ensaio a uma velocidade igual a

0,5mm/min. Além da resistência à tração foram determinados também os valores de

deformação máxima da fibra e o módulo de elasticidade inicial.

A deformação da fibra foi calculada considerando o deslocamento do travessão da

máquina de ensaio, descontando-se o deslocamento inicial de acomodação da prensa.

3.1.3.5 Análise do processo de fissuração nos ensaios de flexão e tração direta

Durante o ensaio de tração direta e de flexão, a região tracionada das amostras foi

monitorada constantemente. O sistema de monitoramento utilizado consistia de uma

máquina fotográfica digital com a resolução de 12,3 megapixels (ver Figura 3.13). As

imagens foram usadas para medir a quantidade e abertura de fissuras. As fotografias

70

60

20

30

FiberPosição de corte

Garras

52

registradas no ensaio de flexão foram feitas utilizando-se um espelho posicionado a 45°

em relação à amostra (ver Figura 3.13b). Fotografias foram tiradas a cada 60 segundos

durante os ensaios e em seguida foi utilizado um programa, ―imageJ‖, de análise de

imagens, para medir a evolução da abertura das fissuras na tração direta.

(a) (b)

Figura 3.13 – Montagem do setup para análise do patamar de fissuração na (a)

tração direta e (b) flexão.

Para efeito de quantificação do número de fissuras e cálculo da abertura de fissuras, três

linhas paralelas foram desenhadas ao longo do comprimento do corpo de prova, de

forma que foram computadas somente as fissuras que cruzassem as três linhas

(conforme a Figura 3.14a).

A abertura das fissuras foram medidas em pixels, e convertida em comprimento de

medida com o auxílio de uma escala milimétrica colada nas amostras. Para a medida de

abertura de fissuras, foram feitas três leituras em cada fissura monitorada e calculada a

média para cada fissura.

Os valores médios de abertura de fissura foram correlacionados em gráficos com os

respectivos valores de tensão e deformação.

O ensaio permitia também, a obtenção da densidade de fissuração na tração e flexão,

segundo a equação (3.8).

L

nd (3.8)

53

Onde:

d é a densidade de fissuração;

n é o número de fissuras;

L é o comprimento da região de analise das fissuras.

Nos ensaios de tração, a densidade de fissuração foi calculada inicialmente numa região

de 70 mm de comprimento, localizada no centro da amostra. Em seguida, essa região foi

dividida em três regiões, as quais foram identificadas por algarismos romanos, I (região

superior), II (região central) e III (região inferior), conforme ilustrado na Figura 3.14a.

Nos ensaios de flexão a densidade de fissuração foi calculada para o terço central do

vão (região II), com 85 mm (Figura 3.14b).

(a) (b)

Figura 3.14 – Regiões de análise do patamar de fissuração. (a) amostra

submetida à tração direta e (b) amostra submetida à tração na flexão.

33..11..44 EESSTTUUDDOO DDAASS DDEEFFOORRMMAAÇÇÕÕEESS DDIIFFEERRIIDDAASS DDEE CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS SSHHCCCC

3.1.4.1 Retração autógena

O ensaio de retração autógena foi realizado em três amostras prismáticas de dimensões

75 x 75 x 285 mm. O ensaio foi realizado em laboratório com temperatura e umidade

relativa controladas (T = 21,0 ± 1oC e UR = 50 ± 4 %), seguindo procedimentos

estabelecidos em SILVA (2007).

54

A deformação autógena ocorre devido ao fenômeno de auto-secagem, que corresponde

a uma redução da água livre nos poros do esqueleto cimentício em virtude das reações

de hidratação. Desta forma, durante o ensaio, o material foi praticamente impedido de

trocar umidade com o meio exterior. Esta condição foi verificada experimentalmente

pesando-se regularmente os corpos de prova para assegurar que sua massa

permanecesse aproximadamente constante. Foi estabelecida uma perda máxima de

água, em relação à massa de água do corpo de prova, igual a 0,5%, considerado

desprezível a perda de massa nessa condição e, por conseqüência, a retração por

secagem. O material foi mantido em condições isotérmicas, em sala climatizada.

Anteriormente a moldagem dos corpos de prova, procedeu-se a preparação dos moldes

metálicos utilizados nos ensaios. O fundo e as laterais do molde foram forrados com

uma placa de teflon, para minimizar o atrito entre o corpo de prova e o molde (Figura

3.15a), de modo que o movimento livre do corpo de prova não fosse restringido. Pinos

metálicos foram colocados nas extremidades dos moldes com o auxilio de porcas e

arruelas, com o objetivo de serem lidas as variações volumétricas do corpo de prova

durante o ensaio. A distância interna entre os pinos metálicos (G) foi anotada

inicialmente e foi referida como a leitura de referência utilizada no cálculo das

deformações.

55

(a) (b)

(c) (d)

Figura 3.15 – Ensaio de retração autógena. (a) Moldes utilizados, (b) moldagem dos

corpos de prova, (c) ensaio em andamento e (d) sistema de aquisição da temperatura

gerada pela reação de hidratação.

A moldagem dos corpos de prova foi realizada em três camadas com o posicionamento

de termopares tipo J a meia altura da amostra e colocação da última placa de teflon no

topo do corpo de prova (Figura 3.15b). Concluído o preenchimento dos moldes, estes

foram envolvidos por camadas de filme plástico nas duas direções, com a finalidade de

impedir a perda de água para o meio externo (Figura 3.15c). Os termopares foram

conectados a um sistema de aquisição de dados (MyPCLab) para monitoramento da

elevação de temperatura das amostras (Figura 3.15d).

No momento em que ocorreu o início do tempo de pega, as porcas que fixavam os pinos

metálicos foram retiradas e dois relógios comparadores fixados nos pinos, por meio de

bases magnéticas. O início do tempo de pega é caracterizado como uma transição no

compósito do estado fluido para o estado sólido, definido como patamar de percolação,

onde o desenvolvimento do esqueleto sólido do compósito permite uma transferência de

56

tensões entre seus constituintes. O início do tempo de pega foi determinado utilizando-

se o método da velocidade de pulso ultra-sônico e é descrito a seguir.

As amostras permaneceram nesta posição até que as temperaturas da sala e das amostras

fossem igualadas. Neste instante, procedeu-se à desmoldagem e posterior selagem das

amostras com filme plástico e fita de alumínio. Novamente os relógios comparadores

foram posicionados na mesma posição e, dado continuidade ao ensaio.

Leituras constantes foram realizadas e as amostras permaneceram nesta posição por um

período de aproximadamente 130 dias, quando ocorreu estabilização das leituras. A

medida da deformação de retração autógena é dada pela Equação (3.9).

L

G

(3.9)

Onde:

εRA

é a deformação por retração autógena;

ΔL é a variação dimensional;

G é a distância entre os pinos no interior do molde.

εT é a deformação de origem térmica devido à exortemia da reação de hidratação, dado

pela seguinte expressão:

(3.10)

Onde:

α é o coeficiente de expansão térmica do concreto, considerado igual a 10-6

/ºC, (JCI,

1999)

ΔT é o gradiente de temperatura

3.1.4.1.1 Determinação do patamar de percolação

O termo patamar de percolação é utilizado para descrever a duração entre o instante em

que a água entra em contato com o cimento até o tempo no qual o concreto desenvolve

57

uma estrutura suficiente para permitir transferência de tensões de tração através do

concreto (SILVA, 2007). Neste trabalho, o patamar de percolação será utilizado para

definir o início de tempo de pega. Maiores informações sobre patamar de percolação

podem ser encontrados em SILVA (2007).

Para a determinação do patamar de percolação foi usado um aparelho medidor de pulso

ultra-sônico portátil, com visor digital, marca PUNDIT, com dois transdutores de 54

kHz de freqüência. Foi utilizado um corpo de prova prismático com dimensões iguais a

300 x 150 x 150 mm (comprimento x largura x espessura).

Anteriormente o início do ensaio, procedeu-se a preparação do ensaio, de acordo com os

seguintes procedimentos:

O equipamento foi aferido, usando uma barra de referência metálica, que

acompanha o aparelho, com vibração do tempo de trânsito conhecida.

Uma camada fina de gel de silicone foi colocada nas faces dos transdutores, para

garantir contato contínuo entre as superfícies dos transdutores e o concreto.

Os transdutores (receptor e transmissor) foram acoplados nos furos de 50 mm de

diâmetro, existentes nas laterais da forma, de modo a facear a forma

internamente, proporcionando um arranjo com transmissão direta (do pulso

elétrico em onda de choque).

A moldagem do corpo de prova foi realizada em sala climatizada com controle de

temperatura (22±1°C). A superfície exposta do compósito foi coberta com filme

plástico, seguido de pano úmido, para impedir a saída de umidade do concreto. A

configuração do ensaio é mostrada na Figura 3.16.

Figura 3.16 – Execução do ensaio para determinação do patamar de percolação do

compósito.

58

Foram feitas leituras periódicas do tempo de propagação da onda longitudinal, mostrada

no visor digital do aparelho. O intervalo entre as leituras iniciais foi maior, passando

para intervalos menores, à medida que o tempo de propagação começou a diminuir.

A velocidade de propagação de ondas foi calculada dividindo-se a distância entre os

transdutores pelo tempo decorrido desde a emissão da onda até a sua recepção. Foi

obtida uma curva velocidade de propagação versus idade do concreto.

O patamar de percolação é assumido como sendo a idade do concreto onde houve um

aumento brusco na velocidade de propagação da onda ultra-sônica, como ilustrado na

Figura 3.17, o qual mostrou que o início do tempo de pega (patamar de percolação) da

mistura começou em aproximadamente 9h e 30min após início do processo de

hidratação.

Figura 3.17 – Curva obtida na determinação do patamar de percolação.

3.1.4.2 Retração por secagem

O ensaio de retração por secagem foi realizado baseando-se no procedimento de ensaio

prescrito pela norma ASTM C 157 (1991). Os ensaios foram iniciados após 7 e 28 dias

de idade em três amostras prismáticas de dimensões 75 x 75 x 285 mm.

Previamente a moldagem das amostras, pinos metálicos foram posicionados nas

extremidades dos moldes, para leitura das variações de comprimento. A distância entre

os pinos no interior do molde foi lida antes da moldagem e, referida como comprimento

inicial (L).

0 5 10 15 20 25 300,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

Vel

oci

dad

e d

e p

rop

agaç

ão (

km

/s

Tempo (h)

Patamar de percolação:

aprox. 9h e 30min

59

Imediatamente após a moldagem, as amostras foram cobertas por panos úmidos e

mantidas em sala climatizada durante 24 h, quando foram desmoldadas, pesadas e

imediatamente levadas para a câmara úmida onde permaneceram até a idade do ensaio.

Após a cura as amostras foram retiradas da câmara úmida e realizadas às leituras de

referência no relógio comparador e da massa em uma balança analítica (Figura 3.18a e

b). Estas leituras foram usadas como referência nos cálculos de deformação e perda de

massa. A partir deste ponto, as amostras foram mantidas em uma sala climatizada, com

controle de temperatura (21 ± 1°C) e umidade (50 ± 2%) e com secagem nas 6 faces do

prisma. Nos primeiros cinco dias foram realizadas pelo menos três leituras por dia e,

após isto foram feitas leituras diárias.

(a) (b)

Figura 3.18 – Etapas do ensaio de retração por secagem: (a) leitura das variações

dimensionais no relógio comparador e (b) verificação da massa.

A medida de deformação é dada conforme a Equação(3.11) e a perda de massa é dada

como uma relação entre as diferenças de massas e o volume total de água no corpo de

prova, dada pela Equação (3.12).

L

G

(3.11)

W

(3.12)

60

Onde:

ε é a deformação por retração;

ΔL é a variação dimensional;

G é a distância entre os pinos no interior do molde.

W é a perda de massa da amostra

mi é a massa inicial da amostra apos o tempo de cura em água;

mf é a massa da amostra, com leituras sucessivas no tempo e,

Vacp é o volume de água total no corpo de prova.

3.1.4.3 Fluência na flexão

Através do monitoramento da evolução da flecha de placas retangulares, submetidas a

carregamento constante, foi possível avaliar o comportamento de fluência do compósito

sob flexão. Os ensaios foram realizados em um pórtico de fluência (Figura 3.19) no

Laboratório de Fluência do Labest/PEC/COPPE/UFRJ após 38 dias de cura úmida das

amostras.

Figura 3.19 – Pórtico utilizado para os ensaios de fluência.

61

No ensaio de fluência na flexão, foram utilizadas duas amostras retangulares de

dimensões iguais a 12,5 x 60 x 400 mm com vão entre apoios de 255 mm. A carga

aplicada foi equivalente a 50% da tensão de primeira fissura.

A carga foi aplicada nas amostras através de pesos colocados sobre as mesmas. Neste

ensaio, coincidentemente, a carga aplicada nas amostras foi equivalente ao próprio peso

do aparato de fluência, o qual fica posicionado sobre as amostras. As medidas de flecha

foram obtidas por meio de dois relógios comparadores (com precisão de 1µm)

posicionados no meio do vão e nas laterais das placas como mostrada na Figura 3.20.

Figura 3.20 – Configuração do ensaio de fluência

3.1.4.4 Comportamento do padrão de fissuras do SHCC sob carga constante

Para o estudo do comportamento do padrão de fissuração de SHCC sob carga constante

utilizou-se o mesmo esquema de ensaio usado na fluência na flexão (ver item 3.1.4.3).

Neste ensaio foi utilizada uma carga referente à tensão de primeira fissura das amostras.

Foram utilizados, nos ensaios, dois níveis de fissuração das amostras: amostras

fissuradas até a tensão de primeira fissura e amostras fissuradas até a tensão equivalente

a 10mm de deslocamento no meio do vão. Para cada ensaio foram utilizadas duas

amostras.

As amostras foram pré-fissuradas na máquina de ensaios mecânicos (ver item 3.1.3.2) a

uma velocidade de 0,5mm/min até atingir o nível de fissuração desejado. Em seguida, o

62

ensaio foi finalizado e as amostras foram descarregadas e levadas para o pórtico de

fluência onde se aplicou a carga de primeira fissura nas mesmas.

A carga foi aplicada através de pesos colocados sobre as amostras durante

aproximadamente 2 min. As medidas de flecha foram obtidas por meio de dois relógios

comparadores (com precisão de 1µm) posicionados no meio do vão e nas laterais das

placas. A partir deste momento, iniciou-se o processo de acompanhamento no tempo da

evolução da deflexão no meio do vão e do comportamento do padrão de fissuração das

amostras (formação de novas fissuras e abertura de fissuras existentes). A configuração

dos ensaios é mostrada na Figura 3.21.

(a) (b)

Figura 3.21 – Configuração do ensaio do comportamento de SHCC fissurado sob carga

constante. (a) amostras pré-fissuradas até a primeira fissura e (b) amostras pré-

fissuradas até 10mm de deslocamento.

Fotografias da superfície tracionada das placas foram tiradas durante os ensaios, com a

finalidade de acompanhar mudanças ocorridas no patamar de fissuração das amostras ao

longo do tempo. As fotografias foram tiradas com a ajuda de um espelho posicionado

entre os apoios e sob as amostras. O método de quantificação de fissuras e medida de

63

abertura de fissuras seguiu o mesmo procedimento estabelecido no item 3.1.3.5. Foram

medidas abertura de 3 a 5 fissuras.

33..11..55 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS TTÉÉRRMMIICCAASS

3.1.5.1 Calor específico

O ensaio de calor específico foi realizado em dois corpos-de-prova cilíndricos com

diâmetro igual a 200 mm e altura igual a 400 mm, dotados de orifícios centrais de 38

mm de diâmetro ao longo de seu comprimento (Figura 3.22a). O ensaio foi realizado no

calorímetro isotérmico (Figura 3.22b) do laboratório de estruturas do PEC/COPPE,

seguindo os procedimentos estabelecidos pela norma ABNT/NBR 12817 (1993) e

descritos por ANDRADE (1997).

No ensaio, o calor foi fornecido por uma resistência elétrica e a agitação da água dentro

do recipiente foi obtida por uma hélice. Ambos foram posicionados no orifício central

do corpo de prova. A temperatura de ensaio foi medida por um termômetro inserido no

interior do recipiente e a quantidade de energia para elevar a temperatura do corpo de

prova foi obtida por um wattímetro.

Os procedimentos de montagem e execução do ensaio são descritos a seguir:

a) Pesagem e posicionamento do corpo de prova cilíndrico dentro do recipiente

interno, sobre a base no fundo do recipiente, e colocação do aquecedor de

imersão no orifício central do corpo-de-prova até que seu extremo inferior

fique, aproximadamente, no mesmo nível do extremo inferior do corpo-de-

prova;

b) Colocação do agitador (hélice) no furo central do corpo-de-prova com o objetivo

de se homogeneizar a temperatura da água, durante o ensaio. A hélice girava a

uma velocidade de rotação constante;

c) Pesagem da água destilada e enchimento do recipiente interno até que o corpo de

prova fique completamente submerso.

d) Colocação da tampa do recipiente interno;

64

e) Colocação do termômetro na água do recipiente interno através de um orifício

lateral na tampa do mesmo.

f) Posicionamento da cobertura cilíndrica na parte superior da tampa para proteção

da hélice

g) Colocação do isolante térmico (paina) sobre a tampa do recipiente interno até

que todo espaço vazio fique completamente preenchido.

h) Colocação da tampa do recipiente externo, dotada de um motor necessário para

proporcionar a rotação da hélice (Figura 27c).

i) Execução do Ensaio

O início do ensaio ocorreu com 30 minutos de agitação da água, seguido por 60 minutos

de aquecimento do sistema com a medição da quantidade de calor fornecida pelo

wattímetro. Após o período de aquecimento, o registro de temperatura continuou por

mais 90 minutos. Todo o ensaio foi realizado com leituras a cada 5 minutos, utilizando-

se um sistema para armazenagem de dados (data logger).

Foram realizadas três determinações em cada corpo de prova, com as temperaturas

variando entre 25-65°C, sendo que a temperatura final do primeiro ensaio foi adotada

como temperatura inicial do ensaio seguinte.

(a) (b)

Figura 3.22 – Ensaio de calor específico: (a) molde e corpo-de-prova e (b) calorímetro

usado para determinação do calor específico.

65

O calor específico de cada amostra foi obtido na condição de saturado com superfície

seca (SSS) e é dado pela Equação(3.13):

(3.13)

Onde:

C é o calor específico, em J/(kg.K) ou cal/(g.ºC);

Ecp é a energia absorvida pelo corpo de prova, em J ou cal;

m é a massa do corpo de prova, em kg ou g;

Δt é a variação da temperatura durante o ensaio.

WHITING et al., citado por ANDRADE (1997), estabeleceram uma relação existente

entre o grau de saturação e o calor específico do concreto Desta forma, pode-se obter

também o calor específico na condição de 20% de saturação. A relação é apresentada na

Equação (3.14).

(3.14)

Onde:

C é o calor específico, em J/(kg.K) ou cal/(g.ºC);

CSSS é o calor específico na condição saturado superfície seca (SSS);

HSSS é o valor da absorção de água do compósito;

H20 SSS é o teor de umidade na condição 20% de saturado superfície seca (SSS).

3.1.5.2 Coeficiente de dilatação térmica

Os ensaios para determinação do coeficiente de dilatação térmica linear () foram

realizados em dois corpos de prova cilíndricos de 150 x 300 mm de comprimento

(Figura 3.23a). Os corpos de prova foram moldados seguindo procedimentos adotados

66

no item 4 e desmoldados com 24 horas. Após desmoldagem, os corpos de prova foram

selados com cinco camadas de filme plástico e uma camada de fita de alumínio (para

evitar trocas de umidade com o ambiente). Os ensaios foram realizados aos 28 dias de

idade.

Para as medidas de deformação duas placas de alumínio, distantes 10 cm, foram coladas

em três pontos, distantes 120º um do outro (Figura 3.23b). Durante o ensaio foram feitas

leituras dos deslocamentos destas placas entre si. Para cada conjunto de placas foram

realizadas três leituras. As leituras das variações de comprimento sofrido pelo corpo de

prova foram realizadas com auxilio do medidor de deformação da marca Huggenberger

com precisão de 0,001mm. A temperatura foi medida utilizando-se um termômetro.

(a) (b)

Figura 3.23 – Ensaio de dilatação térmica: (a) corpos de prova preparados para as

leituras e (b) detalhe do sistema de leitura das deformações.

Durante os ensaios, os corpos de prova foram submetidos a ciclos de deformações

variáveis devidos à exposição a níveis de temperaturas diferentes, sendo armazenados

em câmaras com temperaturas controladas de 20ºC, 40ºC e 4ºC. O ensaio foi iniciado

após a estabilização da temperatura dos corpos de prova na sala de 20 ± 1ºC. Em

seguida, foram transferidos para a sala de 40 ± 1ºC e mantidos neste ambiente até a

estabilização da temperatura. O ciclo prosseguiu com o retorno dos corpos-de-prova

para a sala de 20 ± 1ºC. Posteriormente foram transferidos para a sala de 4 ± 1ºC,

67

retornando novamente a sala de 20 ± 1ºC. A Figura 3.24 mostra as salas climatizadas

utilizadas nos ensaios de dilatação térmica.

Figura 3.24 – Salas climatizadas utilizadas para o ensaio de dilatação térmica.

3.1.5.3 Difusividade térmica

Os ensaios de difusividade foram realizados aos 21dias de idade seguindo

recomendações da NBR 12818 (1993). Foram utilizados dois corpos de prova

cilíndricos com as dimensões de 200 x 400 mm (diâmetro x altura), com um orifício

central de 10 ± 1mm de diâmetro até a metade da sua altura.

O ensaio fornece a curva de resfriamento do corpo de prova a partir de uma determinada

temperatura (temperatura inicial de ensaio) até a temperatura de 4ºC. Os ensaios de

difusividade foram realizados para três diferentes temperaturas (20ºC, 40ºC e 60ºC).

Durante a fase de aquecimento, os corpos de prova foram imersos em tanques de água

posicionados em salas climatizadas a 20ºC e 40ºC (Figura 3.25a e b), permanecendo

neste banho, até completa estabilização da temperatura. Para a temperatura de 60ºC, a

água foi aquecida utilizando-se resistências elétricas dentro da sala de 40ºC (Figura

3.25b). Durante este período a temperatura do corpo de prova foi monitorada por um

termômetro inserido no orifício central, mantido fixo com gesso de alta pega inicial.

20ºC 40ºC 4ºC

68

(a)

(b) (c)

Figura 3.25 – Ensaio de difusividade térmica: (a) tanque com água a 20ºC, (b) tanque

com água a 40ºC ou 60ºC e (c) tanque de resfriamento com água a 4ºC

Na fase de resfriamento, o corpo de prova foi mantido imerso em um tanque de água na

temperatura de 4±0,1ºC (Figura 3.25c). O corpo de prova permaneceu nesta temperatura

até que a temperatura no centro do corpo-de-prova estivesse estabilizada com a

temperatura do banho. A temperatura do banho, de 4ºC, foi monitorada por um

termômetro, e mantida, se necessário, através da adição de gelo moído ou água. Durante

esta fase foram registradas, no data logger, as temperaturas do corpo de prova e do

banho e o tempo de resfriamento em intervalos de 5 min.

O cálculo de difusividade é baseado em uma tabela elaborada pelo U.S Bureau of

Reclamation, citado por ANDRADE (1997). Os ábacos e tabelas utilizados neste

cálculo são baseados em equações de trocas de calor. Com o auxílio de ábacos e a partir

de relações entre a temperatura de resfriamento do corpo de prova e a temperatura do

banho, diâmetro do corpo de prova e tempo decorrido de ensaio é possível calcular o

valor de difusividade.

69

3.1.5.4 Condutividade Térmica

A condutividade térmica do compósito foi determinada analiticamente, em função dos

valores obtidos nos ensaios para determinação do calor específico e de difusividade

térmica, através da Equação (3.15) (ANDRADE, 1997).

k h2 C (3.15)

Onde:

k é a condutividade térmica (W/m.K ou J/m.s.K);

h2 é a difusividade térmica (m

2/s ou m

2/dia);

C é o calor específico (J/kg.K);

é a massa específica (kg/m3).

3.1.5.5 Elevação adiabática de temperatura

O ensaio de elevação adiabática foi realizado segundo a norma NBR 12819/1993

utilizando o calorímetro adiabático de 2 litros do Laboratório de Estruturas do

PEC/COPPE/UFRJ.

A Figura 3.26 apresenta uma ilustração do calorímetro adiabático utilizado nos ensaios.

O calorímetro é composto por um reservatório de água (~ 45,0 litros), molde para o

corpo de prova (~ 2,0 litros), um agitador de água, termoresistências (PT100), sistema

de refrigeração, sistema de aquecimento e controlador de temperatura. O calorímetro

mantém iguais as temperaturas do corpo de prova e da água do reservatório, para evitar

que não haja troca de calor entre eles durante a execução do ensaio.

70

Figura 3.26 – Calorímetro adiabático.

Os materiais foram misturados, seguindo a dosagem e método constante no item 4, e

logo em seguida foi dado início a preparação do ensaio, que consistia da colocação da

mistura no molde (Figura 3.27a), colocação da tampa que vedava o molde e o

calorímetro (Figura 3.27b e c) e introdução do termômetro do corpo de prova e do

banho (Figura 3.27d). O ensaio durou 21 dias, quando a temperatura foi estabilizada.

Durante a execução do ensaio, o corpo de prova se aquece em função da liberação de

calor pela reação de hidratação, a controladora do calorímetro aciona as resistências

elétricas de modo a garantir que a temperatura da água acompanhe a elevação da

temperatura do corpo de prova. Esse procedimento garante a condição adiabática, uma

vez que o corpo de prova e a água ao seu redor têm sempre temperaturas iguais, não

havendo desbalanceamento térmico que origine troca de calor.

Controlador de

temperatura

Calorímetros

adiabáticos

71

(a) (b)

(c) (d)

Figura 3.27 – Processo de moldagem do corpo de prova. (a) colocação da mistura no

molde, (b) vedação do molde, (c) colocação do molde no calorímetro e (d) colocação do

termômetro no calorímetro.

O controlador de temperatura é monitorado por um programa de computador que

fornece dados referentes ao tempo de ensaio, temperatura do corpo de prova e

temperatura da água do reservatório. Com isso, são calculados a elevação adiabática da

temperatura do concreto (Ea), o coeficiente de elevação adiabática (Ca) e o fluxo de

liberação de calor após uma hora de ensaio (Fa) através das Equações (3.16), (3.17), e

(3.18), respectivamente.

Ea Tf - Ti (3.16)

Ca Ea

Cc (3.17)

Fa Ea1h (3.18)

72

Onde:

Tf: é a temperatura final do ensaio;

Ti: é a temperatura inicial do ensaio;

Cc: é o consumo de material cimentício.

Ea1h

: é a elevação de temperatura na primeira hora de ensaio.

33..11..66 AANNÁÁLLIISSEESS PPOORR TTEERRMMOOGGRRAAVVIIMMEETTRRIIAA EE CCAALLOORRIIMMEETTRRIIAA

DDIIFFEERREENNCCIIAALL DDEE VVAARRRREEDDUURRAA

A estabilidade térmica das fibras de PVA, materiais cimentícios e compósito foi

estudada utilizando-se as técnicas de termogravimetria (TG), termogravimetria

diferencial (DTG) e calorimetria diferencial de varredura (DSC).

A análise termogravimétrica ou termogravimetria (TG) é a técnica na qual a mudança

da massa de uma substância é medida em função da temperatura enquanto esta é

submetida a uma programação controlada. A DTG é utilizada para determinar a taxa de

variação de massa em relação ao tempo.

Com o auxílio da técnica de TG/DTG pode-se determinar o teor de hidróxido de cálcio

(Ca(OHB2B)) e carbonato de cálcio (CaCOB3B) presentes na matriz dos compósitos.

A calorimetria diferencial de varredura (DSC) mede a variação de entalpia em função

do tempo (dH/dt). O uso principal da técnica de DSC é a obtenção dos dados de forma

qualitativa, por exemplo, temperatura de fusão, transição vítrea, temperatura de

cristalização, podendo ser eventos tanto endotérmico como exotérmico.

As análises térmicas, da fibra e materiais cimentícios, foram realizadas no laboratório de

técnicas analíticas do PEC/COPPE em equipamento de analise simultâneas TG/DSC da

TA instrumentos, modelo SDT Q600 em amostras com massa de aproximadamente

10mg. As análises foram realizadas em atmosfera de nitrogênio e fluxo do registrador

igual a 100 ml/min. A análise por DTG foi obtida por análise da curva de TG.

As seguintes condições de aquecimento foram utilizadas nas análises: isoterma a 35ºC

durante 60 minutos (esta etapa tem por objetivo a retirada da água livre na amostra)

seguindo de aquecimento a 10ºC/min até 1000ºC.

73

A análise de perda de massa (TG) do compósito foi realizada em um equipamento

desenvolvido para esta finalidade. O equipamento consiste de um forno com uma

balança posicionada na parte externa superior do forno. A amostra é colocada num prato

posicionado no interior do forno (ver Figura 3.28) e ligado a balança por um fio, o qual

atravessa a parte superior do forno.

Figura 3.28 – Detalhe do interior do forno.

Anteriormente a realização da análise, testes foram realizados para a escolha da melhor

rampa de aquecimento. Termopares foram posicionados na superfície da placa para

monitoramento da temperatura e em seguida o forno foi aquecido a diferentes rampas de

aquecimento. A temperatura do forno foi comparada com as temperaturas nas

superfícies da amostra. Foi escolhida a rampa de 1ºC/min, esta rampa foi escolhida por

apresentar aquecimento de forma homogênea do forno e da amostra.

Na análise, foi utilizada uma amostra prismática, de dimensões 13x60x200 mm

(espessura x largura x comprimento) retirada da câmara úmida, para análise, aos 28 dias

idade. A amostra foi aquecida previamente até 40 ±2ºC e permanecida nesta

temperatura por cerca de 3 dias para eliminação da água livre presente na amostra. Em

seguida, foi aquecida até a temperatura de 900ºC a 1ºC/min e permanecida nesta

temperatura por 1h. O forno foi aquecido utilizando-se resistências elétricas e a

temperatura da amostra foi monitorada por um termopar posicionado a

aproximadamente 1mm da superfície da placa. O controle da temperatura do forno foi

Amostra

elétricas

Resistências

elétricas

Termopar

74

feito por um controlador posicionado na lateral do forno. Os controladores do forno e da

balança estavam ligados a um computador que registrava e armazenava as informações

de temperatura e massa da amostra. A Figura 3.29 ilustra o esquema do forno-balança

Figura 3.29 – Esquema do forno-balança para análise por termogravimetria do

compósito.

33..11..77 RREESSIISSTTÊÊNNCCIIAA AA CCIICCLLOOSS DDEE CCHHOOQQUUEE TTÉÉRRMMIICCOO

Os ensaios de choque térmico foram realizados seguindo-se a norma NBR 13202

(1997). Foram utilizadas três amostras prismáticas com as dimensões 160 x 40 x 40 mm

para cada temperatura de ensaio.

Aos 28 dias de idade os corpos de prova foram retirados da câmara úmida e colocados

em uma estufa com temperatura constante de 38 ± 1 P

oPC. Foram realizadas medições de

massa diárias em uma balança, até que a diferença entre duas medições consecutivas

fosse inferior a 0,5% do peso anterior. Em seguida era iniciado o ensaio de choque

térmico.

Célula de carga

da Balança

Controlador

da balança

Controlador

do forno

75

O ensaio foi realizado em um equipamento fabricado pela INTI Equipamentos

Termoelétricos (Figura 3.30) projetado para esta finalidade. O forno foi aquecido até a

temperatura desejada seguindo uma rampa com taxa constante e igual a 10 P

oPC/min em

seguida a amostra foi posicionada no forno (Figura 3.31a) durante 10 minutos, logo

após a amostra era conduzida até um recipiente com água (Figura 3.31b) ficando

imergida lá por 5 minutos (Figura 3.31c). Repetia-se este procedimento até se

completarem os ciclos desejados. Ao final de cada ciclo foi observada a aparência

externa do material a fim de verificar o surgimento de fissuras.

Figura 3.30 – Equipamento utilizado no ensaio de choque térmico.

Após os ensaios de choque térmico, foram realizados ensaios de flexão com o objetivo

de analisar o efeito dos ciclos de aquecimento e resfriamento no comportamento à

flexão do compósito. Foram realizados ensaios de flexão em três amostras de choque

térmico 40x40x160mm (largura x altura x comprimento) com vão entre apoios igual a

120mm.

76

(a) (b)

(c)

Figura 3.31 – Sequencia do ensaio de choque térmico: (a) amostra prestes a entrar no

forno, (b) amostra sendo conduzida até o recipiente com água e amostra no recipiente

com água (c).

33..11..88 AAQQUUEECCIIMMEENNTTOO DDAASS AAMMOOSSTTRRAASS PPAARRAA OOSS EENNSSAAIIOOSS CCOOMM

TTEEMMPPEERRAATTUURRAA

O comportamento residual do compósito e dos seus elementos (matriz e reforço) foi

estudado através de ensaios mecânicos e físicos após exposição a altas temperaturas,

como estabelecido no planejamento experimental, descrito no item 3.

As propriedades residuais foram determinadas após aquecimentos dos corpos de prova

em forno tipo Mufla da MS Mistura (Figura 3.32a) com dimensões internas de 30 x 40 x

32 cm. Este forno possui um controlador de temperatura que permite a programação das

temperaturas em patamares, seguindo uma rampa de aquecimento pré-estabelecida.

Entrada do

forno

77

(a) (b)

Figura 3.32 – (a) Forno utilizado para aquecimento dos corpos de prova e (b) curvas de

aquecimento e resfriamento dos corpos de prova.

Neste estudo os corpos de prova foram retirados da câmara úmida com 28 dias de idade

e deixados secar a temperatura ambiente por 24 horas (teor de umidade entre 98,5 -

99,5%). Em seguida foram aquecidos até a temperatura desejada, seguindo uma rampa

de aquecimento programada de 1ºC/min, deixados na temperatura pré-estabelecida por

1h e resfriados até a temperatura ambiente de forma natural no próprio forno. Durante a

fase de aquecimento e resfriamento dos corpos de prova no forno, a temperatura real

dos mesmos foi monitorada, utilizando-se termopares posicionados nas superfícies dos

mesmos. Os dados de temperatura e tempo foram armazenados em um programa de

computador e, obtidas as curvas temperatura x tempo (Figura 3.32b), as quais ilustram a

rampa real de aquecimento (aproximadamente 0,8ºC/min) e resfriamento

(aproximadamente 0,2ºC/min) dos corpos de prova. A porta do forno foi aberta quando

a temperatura atingiu cerca de 55ºC.

33..11..99 AANNÁÁLLIISSEE EESSTTAATTÍÍSSTTIICCAA DDOOSS DDAADDOOSS EEXXPPEERRIIMMEENNTTAAIISS

Para avaliação dos resultados experimentais foi utilizado um método de análise de

variância (ANOVA), ao nível probabilístico de 5% (p < 0,05). A análise da variância ou

ANOVA é um teste de hipóteses de médias de duas ou mais populações ou tratamentos.

Esta análise admite como hipótese que os valores médios de todos os tratamentos são

0 5 10 15 20 250

50

100

150

200

250

300 90

oC

110oC

145oC

190oC

220oC

250oC

Tem

per

atu

ra (

oC

)

Tempo (h)

78

iguais. Caso essa hipótese fosse rejeitada (fcalculado > ftabelado) utilizava-se o teste de

Tukey para comparar a significância das médias de cada situação em estudo.

A análise de variância (ANOVA) em conjunto com o teste de Tukey foi realizada

utilizando-se o programa OringinPro8. A análise foi utilizada com o objetivo de

comparar as médias obtidas das propriedades dos diversos ensaios realizados.

33..22 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS DDOOSS MMAATTEERRIIAAIISS UUTTIILLIIZZAADDOOSS

33..22..11 CCIIMMEENNTTOO

O cimento utilizado no presente estudo foi o cimento CPII F-32, por ser um cimento

comercialmente disponível em todo o Brasil. Sua caracterização foi realizada por meio

de análise química, física, térmica e granulométrica.

Sua composição química foi determinada por meio de análise semi-quantitativa por

espectrometria de fluorescência de raios X, em equipamento Rigaku, modelo RIX 3100,

com tubo de 4 kW e alvo de ródio (Rh). As amostras (em pó) foram secas em estufa e

prensadas para formação de um disco. O ensaio foi realizado no Núcleo de Catálise

(COPPE/UFRJ) e os resultados são apresentados na forma percentual de óxidos (Tabela

3.2). A massa específica foi obtida por meio do uso do Frasco Le Chatelier, conforme

procedimentos da norma MERCOSUR NM 23 (2000). O valor da massa específica está

apresentado na Tabela 3.2.

A distribuição granulométrica do cimento foi obtida pelo ensaio de granulometria a

laser, utilizando o equipamento Malvern, disponível no laboratório de cimentação do

CENPES/PETROBRÁS. A amostra de cimento foi dispersa em solução de álcool

etílico, por ser inerte e não interferir no processo de hidratação das partículas de

cimento, durante a realização do ensaio. Apresenta-se na Figura 3.3 a distribuição

granulométrica nas quais 95% das partículas de cimento são inferiores a 68µm e 50%

inferiores a 18µm.

79

Figura 3.33 – Curva granulométrica do cimento CP II F-32.

Tabela 3.1 – Propriedades químicas e físicas do cimento CP II F-32.

Composto Composição (%, em massa)

NaB2BO 0,331

MgO 1,344

AlB2BOB3B 3,706

SiOB2B 15,326

PB2BOB5B 0,101

SOB3B 3,327

Cl 0,086

KB2BO 0,189

CaO 71,476

MnO 0,045

FeB2BOB3B 3,777

ZnO 0,034

SrO 0,257

Massa Específica (g/cmP

3P) 3,08

Análises por termogravimetria (TG), de onde se obtém a termogravimetria diferencial

(DTG), foi realizada seguindo o procedimento estabelecido em 3.1.6. As curvas de TG e

DTG são mostradas na Figura 3.34. A curva de TG apresenta uma perda de massa entre

0,1 1 10 100 10000

20

40

60

80

100

Mass

a p

ass

an

te a

cu

mu

lad

a (

%)

Tamanho das partículas (m)

80

98°C e 358°C caracterizada pela formação de C-S-H, etringita e aluminatos. Além dos

produtos hidratados a perda de massa é devido à água combinada com a gipsita. No

trecho que compreende as temperaturas entre 358-418°C, a perda de massa representa a

água combinada com o hidróxido de cálcio, sendo estimada por cálculo estequiométrico

a quantidade de 0,46% em relação à massa inicial. A perda de massa que corresponde a

descarbonatação do carbonato de cálcio ocorre para temperaturas entre 500-720°C,

sendo estimados teores de 4,40% em relação a sua massa inicial.

Figura 3.34 – Curvas TG/DTG do cimento Portland CP II F-32.

33..22..22 CCIINNZZAA VVOOLLAANNTTEE

A cinza volante utilizada neste trabalho é produzida comercialmente pela Pozo Fly. A

caracterização deste material foi realizada por meio de análises química, física,

granulométrica e térmica.

A massa específica foi obtida por meio do uso do Frasco Le Chatelier, conforme

procedimentos da norma MERCOSUR NM 23 (2000), seu valor é apresentado na

Tabela 3.2. A perda ao fogo (ABNT NBR NM18 2004) e a composição química da

cinza volante, determinada por espectroscopia de difração de raios X, estão

apresentadas na Tabela 3.2. A curva granulométrica foi obtida por meio do ensaio de

granulometria a laser, realizado no Laboratório de Cimentação do

0 200 400 600 800 100090

92

94

96

98

100

-0,6

-0,4

-0,2

0,0

0,2

0,4

0,6

DTG

TG

(%

)

Temperatura (ºC)

TG

DT

G (

%/m

in)

81

CENPES/PETROBRÁS, através do equipamento Malvern (Figura 3.4). Observa-se que

95% dos grãos são inferiores a 61 µm e 50% são inferiores a 10 µm.

Tabela 3.2 – Propriedades químicas e físicas da cinza volante.

Composto Composição (%, em massa)

SiOB2B 57,78

AlB2BOB3B 28,24

FeB2BOB3B 4,76

CaO 1,26

NaB2BO 0,26

KB2BO 2,54

MnO 0,03

TiOB2B 0,95

MgO 0,50

BaO <0,16

PB2BOB5B 0,06

Perda ao fogo 3,55

Massa Específica (g/cmP

3P) 2,35

Figura 3.35 – Curva granulométrica da cinza volante.

0,1 1 10 100 10000

20

40

60

80

100

Mass

a p

ass

an

te a

cu

mu

lad

a (

%)


82

A análise térmica foi realizada seguindo o procedimento estabelecido em 3.1.6. A

análise térmica da cinza volante (Figura 3.36) mostrou que o material perde massa

lentamente até uma temperatura de aproximadamente 1000°C. A perda de massa

identificada a 1000ºC da cinza volante é pequena (aproximadamente 1,90% em relação

a sua massa inicial) e corresponde provavelmente a perda de compostos orgânicos e

voláteis presente na amostra, não sendo identificado nenhum pico na curva de DTG.

Figura 3.36 – Curva TG/DTG da cinza volante.

33..22..33 AARREEIIAA

Nesta pesquisa foram utilizados dois tipos de agregados miúdos. Uma areia mais fina,

com diâmetro máximo do grão igual a 0,212mm, procedente da cidade de Maricá, e

outra com diâmetro máximo igual a 1,18mm, procedente da cidade do Rio de Janeiro.

Para a determinação da curva granulométrica utilizou-se a norma NBR NM 248/2003 e

para a determinação da massa específica utilizou-se a norma NBR NM 52/2003. As

propriedades físicas dos agregados são sumarizadas na Tabela 3.3 e a curva

granulométrica é apresentada na Figura 3.37.

Tabela 3.3 – Propriedades físicas dos agregados miúdos utilizados nos ensaios.

Propriedades Areia fina Areia grossa

Diâmetro máximo (mm) 0,212 1,18

Módulo de finura 0,71 1,94

Massa específica (g/cmP

3P) 2,60 2,67

0 200 400 600 800 100090

91

92

93

94

95

96

97

98

99

100

-0,6

-0,4

-0,2

0,0

0,2

0,4

0,6

TG

(%

)

Temperatura (ºC)

DTG

TG

DT

G (

%/m

in)

83

Figura 3.37 – Curva granulométrica da areia.

33..22..44 FFIIBBRRAA

A fibra utilizada neste estudo é a fibra PVA (REC 15) de 12 mm de comprimento,

fabricada e fornecida pela Kuraray Co, no Japão, cujas características (fornecidas pelo

fabricante) estão listadas na Tabela 3.4.

Tabela 3.4 – Propriedades da fibra PVA.

Propriedades Valores

Comprimento (mm) 12,00

Diâmetro (mm) 0,040

Resistência à Tração (MPa) 1600

Módulo de Elasticidade (GPa) 40,00

Alongamento (%) 7,00

Densidade (g/cmP

3P) 1,30

Fonte: Dados do fabricante.

33..22..55 AADDIITTIIVVOOSS QQUUÍÍMMIICCOOSS

Foram utilizados três tipos de superplastificantes no presente estudo: o CC583,

produzido pela Cognis, o Complast RX 3000 (CRX3000), produzido pela Anchortec e o

glenium 51 fornecido pela MBT Brasil e um modificador de viscosidade (MV)

0,1 1 10 100 1000 100000

20

40

60

80

100

Mass

a p

ass

an

te a

cu

mu

lad

a (

%)


Areia fina

Areia grossa

84

fabricado pela Dow Wolff Cellulosics. Suas principais características são apresentadas

na Tabela 3.5.

Tabela 3.5 – Propriedades dos aditivos.

Aditivo Tipo Massa específica

(g/cmP

3P)

pH Teor de sólidos (%)

CC583 Resina melamínica 0,73 8-10 100

CRX3000 Resina melamínica 1,15 12 26

Glenium 51 Policarboxilato 1,20 6 – 7 32,5

MV Etil celulose 0,38 - 100

Fonte: Dados do fabricante.

33..22..66 ÁÁGGUUAA

A água utilizada para a produção dos compósitos é proveniente da concessionária de

abastecimento da cidade do Rio de Janeiro/RJ após processo de deionização.

85

44 DDEESSEENNVVOOLLVVIIMMEENNTTOO DDEE CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS DDOO

TTIIPPOO SSHHCCCC CCOOMM MMAATTEERRIIAAIISS LLOOCCAAIISS

44..11 IINNTTRROODDUUÇÇÃÃOO

Este capítulo descreve o procedimento experimental e resultados obtidos durante o

desenvolvimento de compósitos do tipo SHCC utilizando materiais disponíveis

comercialmente no Brasil. Em todo o estudo foi mantido fixo o tipo e o volume de fibra

utilizada (fibra de PVA, volume igual a 2%). Os parâmetros estudados inicialmente

foram o teor de areia e de cinza volante. Na segunda etapa do estudo foi feita uma

analise da influência do tamanho do agregado no comportamento físico e mecânico

desses compósitos. Adicionalmente foram feitos estudos sobre o processo de fratura de

compósitos do tipo SHCC. As dosagens, produção e resultados obtidos são vistos nos

itens a seguir.

44..22 DDOOSSAAGGEEMM DDOOSS CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS

Os compósitos foram produzidos utilizando-se os seguintes materiais:

Areia (a): foram utilizados dois tipos de areia, com diferentes faixas

granulométricas.

Areia fina (F): areia com tamanho máximo do grão igual a 0,212 mm e,

Areia grossa (G): areia com tamanho máximo do grão igual a 1,180 mm;

Cinza volante (cv);

Cimento (c);

Aditivos químicos:

Superplastificante (SP) – foram utilizados três tipos de superplastificante e

Modificador de viscosidade (MV).

Água (w)

Os parâmetros estudados foram o teor de areia (relação areia/cimento (a/c) entre 0,6-

1,0), teor de cinza volante (cv/c iguais a 0; 0,15 e 1,2) e a granulometria da areia

(diâmetro máximo iguais a 0,212 mm e 1,180 mm). O teor de água e aditivo químico

86

foram dosados de forma que as misturas tivessem uma consistência entre 270-300mm.

As composições e traços das misturas estudadas são apresentados na Tabela 4.1.

Tabela 4.1 – Misturas estudadas: composição (kg/m3) e traço dos materiais.

Mistura c a cv W SP MV Traço

c:a:cv:w/c

Traço

mc:a:w/mc PVA

M01 848 848(F) - 382 17* 1,27 1:1:0:0,45 1:1:0:0,45 26

M02 908 726(F) - 408 18* 1,36 1:0,8:0:0,45 1:0,8:0:0,45 26

M03 976 586(F) - 440 19,5* 1,46 1:0,6:0:0,45 1:0,6:0:0,45 26

M04 852 680(F) 128 387 17**

1,20 1:0,8:0,15:0,44 1,44:1:0,38 26

M05 535 427(F) 641 369 16**

- 1:0,8:1,2:0,70 2,85:1:0,32 26

CF01 505 404(F) 605 404 15**

- 1:0,8:1,2;0,80 2,75:1:0,36 26

CF02 514 514(F) 618 370 3,9***

- 1:1;1,2:0,72 2,2:1;0,33 26

CG 520 415(G) 622 410 3,1***

- 1:0,8;1,27:0,8 2,75:1:0,35 26

Observações: mc: c+cv

F: fibra de PVA *CRX 300

* *CC583

* **Glenium

Durante o estudo ocorreu à troca de lote do superplastificante CC583 e, com esta

alteração, ocorreu uma diferença na trabalhabilidade da mistura M05. Desta forma, foi

alterado o fator w/mc (razão água – material cimentício) desta mistura e a mesma

passou a se chamar CF01.

44..22..11 MMOOLLDDAAGGEEMM DDOOSS CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS

Os compósitos foram moldados em sala climatizada (21 ± 1°C) utilizando-se uma

argamassadeira com capacidade para 20 litros (Figura 4.1a). A mistura dos compósitos

foi realizada seguindo a seqüência abaixo:

Colocação de todos os ingredientes sólidos da matriz (cimento, areia, cinza

volante e aditivos químicos, caso fossem em pó) e homogeneização durante 3

minutos;

87

Adição da água e aditivos químicos (somente se for utilizado algum tipo de

aditivo químico líquido) e mistura por mais 5 minutos (tempo necessário para

efeito total do aditivo utilizado);

Adição da fibra de forma lentamente, para evitar que elas formem grumos na

mistura, o que pode ocasionar uma dispersão não homogênea das fibras na

matriz (utilizou-se um tempo de adição de aproximadamente 2 min). Até esta

fase utilizou-se uma velocidade média (velocidade 2) de rotação da pá da

argamassadeira;

Após adição das fibras, aumentou-se a velocidade da argamassadeira para a

velocidade 3 (máxima) e misturou-se por mais 2 minutos para uma melhor

distribuição das fibras na mistura. Em seguida, reduziu-se a velocidade de

rotação para a anteriormente utilizada (velocidade 2) e misturou-se por mais 3

min (o tempo total de mistura após adição das fibras foi aproximadamente 5

min).

Após a mistura, foram realizados ensaios de consistência segundo a NBR 13276 (2005)

(ver Figura 4.1b) e, em seguida, foram moldados os corpos de prova. O adensamento

das misturas no estado fresco foi realizado em mesa vibratória com freqüência de 68 Hz

(por aproximadamente 1 min). Após a moldagem, os corpos de prova foram cobertos

por uma manta úmida para impedir a perda de água para o meio externo. Os corpos de

prova foram desmoldados após 24 h e transferidos para câmara úmida (ver Figura 4.1c)

com umidade relativa de 100% e temperatura de 21±1ºC, onde foram mantidos até a

idade de realização dos ensaios.

88

(a) (b)

(c)

Figura 4.1 – (a) Argamassadeira utilizada na moldagem dos corpos de prova, (b) ensaio

de consistência e (c) câmara úmida.

44..33 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS FFÍÍSSIICCAASS EE MMEECCÂÂNNIICCAASS DDOOSS CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS

DDEESSEENNVVOOLLVVIIDDOOSS

As propriedades físicas foram obtidas através de ensaios de porosidade total, absorção

de água e massa específica e as propriedades mecânicas através de ensaios de

compressão axial, flexão em quatro pontos e tração direta.

44..33..11 IINNFFLLUUÊÊNNCCIIAA DDOO TTEEOORR DDEE AARREEIIAA EEMM MMIISSTTUURRAASS SSEEMM CCIINNZZAA

VVOOLLAANNTTEE ((MMIISSTTUURRAASS MM0011,, MM0022 EE MM0033))

4.3.1.1 Propriedades físicas dos compósitos

Os valores médios e respectivos desvios padrões (em parênteses) obtidos dos ensaios de

porosidade total (Pt) , absorção de água (A) e massa específica () das misturas M01,

89

M02 e M03 são apresentados na Tabela 4.2 juntamente com os valores de consistência

das misturas e desvios padrões (em parênteses).

Tabela 4.2 – Propriedades físicas das mistura M01, M02 e M03.

Mistura Consistência (mm) Pt (%) A (%) (g/cmP

3P)

M01 270,0 19,65 (0,12) 10,70 (0,08) 1,84 (0,01)

M02 275,0 18,37 (0,61) 10,43 (0,38) 1,76 (0,01)

M03 280,0 22,86 (0,53) 13,59 (0,47) 1,68 (0,02)

Obs. Desvio padrão (em parênteses)

As misturas produzidas apresentaram consistência variando entre 270 e 280 mm, com

boa dispersão (observação visual) das fibras. A mistura com menor teor de areia (M03)

e maior teor de SP apresentou porosidade 16,3% maior que a da mistura M02 e,

consequentemente, maior absorção de água (cerda de 27,0%) e menor valor da massa

específica (redução de 12,5%) em relação a M02.

4.3.1.2 Comportamento sob tração direta

A Figura 4.2 apresenta as curvas tensão x deformação, obtidas nos ensaios de tração

direta das misturas M01, M02 e M03. Valores médios de deformação (BccB) e tensão de

primeira fissura (BccB), máxima tensão pós-fissuração (BpcB) e capacidade de deformação

(BuB), obtidos são apresentados na Tabela 4.3 juntamente com os respectivos desvios

padrões (em parênteses).

Os gráficos apresentados na Figura 4.2 mostraram que as misturas produzidas

apresentaram comportamento de enrijecimento pós-fissuração e formação de múltiplas

fissuras. Após a fase de formação de múltiplas fissuras todo o dano foi localizado em

apenas uma fissura conduzindo a ruptura das amostras.

90

(a) (b)

(c)

Figura 4.2 – Curvas tensão x deformação na tração direta das misturas M01 (a), M02 (b)

e M03 (c).

Os resultados apresentados na Tabela 4.3 mostraram que a mistura produzida com

menor teor de areia (M03) apresentou um aumento de aproximadamente 44,2% e 28%

respectivamente na capacidade de deformação e máxima tensão pós-fissuração, em

relação à mistura com maior teor de areia (M01). O aumento da capacidade de

deformação com a redução do teor de areia ocorreu provavelmente devido a uma

redução da tenacidade ao fraturamento da matriz, pois, segundo YANG (2007), a

redução da tenacidade da matriz contribui para o aumento do processo de fissuração, o

que potencializa a ductilidade do compósito.

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,00

1

2

3

4

5

6

Ten

são

de

traç

ão (

MP

a)

Deformação (%)

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,00

1

2

3

4

5

6

Ten

são

de

traç

ão (

MP

a)

Deformação (%)

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,00

1

2

3

4

5

6

Ten

são

de

traç

ão (

MP

a)

Deformação (%)

91


M01, M02 e M03.

Mistura

Valores de primeira fissura Máxima tensão

pós-fissuração

Capacidade de

deformação

cc(MPa) ccB(%) pcB(MPa) u B(%)

M01 2,39 (0,23) 0,0129 (0,0012) 2,67 (0,07) 1,04 (0,13)

M02 2,27 (0,54) 0,0154 (0,0002) 3,06 (0,23) 1,00 (0,05)

M03 2,28 (0,34) 0,0171 (0,0061) 3,42 (0,15) 1,50 (0,15)

Obs. u: é a deformação referente à localização do dano.

Desvio padrão (em parêntese).

O aumento do volume de pasta na mistura também aumentou significativamente a

deformação de primeira fissura em aproximadamente 33%. Contudo, a tensão de

primeira fissura não foi significativamente alterada.

A Figura 4.3 mostra o padrão de fissuração das amostras ensaiadas na tração direta. O

patamar de fissuração foi caracterizado pelo surgimento de múltiplas fissuras ao longo

das amostras. Para a mesma medida de comprimento (200mm), as misturas M01, M02 e

M03 apresentaram valores médios de 12±1 fissuras, 14±6 fissuras e 25±5 fissuras,

respectivamente.

92

(a) (b)

(c)

Figura 4.3 – Forma de ruptura típica das misturas (a) M01, (b) M02 e (c) M03 após

ensaios de tração direta .

93


As curvas tensão x deslocamento estão apresentadas na Figura 4.4. A partir das curvas

tensão x deslocamento foram determinados os valores médios de tensão (BcrB) e

deslocamento de primeira fissura (Bcr) e os valores máximos de tensão (Bu) e

deslocamento (δu) pós-fissuração, cujos valores estão apresentados na Tabela 4.4

juntamente com os respectivos desvios padrões (em parênteses). Os valores obtidos

correspondem à média dos respectivos valores de três amostras.

(a) (b)

(c)

Figura 4.4 – Curvas tensão x deslocamento na flexão para as misturas (a) M01, (b) M02

e (c) M03.

Observa-se na Figura 4.4 que após a primeira fissura todos os compósitos apresentaram

enrijecimento com deslocamentos no meio do vão variando entre 15-30 mm, mostrando

0 5 10 15 20 25 30 35 40 450

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

alen

te (

MP

a)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 450

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

alen

te (

MP

a)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 450

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

alen

te (

MP

a)

Deslocamento (mm)

94

a alta capacidade de deformação de todas as misturas estudadas. A partir desses

deslocamentos ocorreu o fenômeno de localização do dano. O qual é marcado pela

abertura predominante de uma fissura, conduzindo ao amolecimento da curva tensão x

deslocamento.

Tabela 4.4 – Valores médios experimentais obtidos dos ensaios de flexão das mistura

M01, M02 e M03.

Mistura

Valores de primeira fissura Valores máximos pós-fissuração

crB(MPa) crB(mm) u(MPa) u(mm)

M01 4,69 (0,08) 0,2852 (0,0165) 8,03 (0,75) 19,6 (4,28)

M02 4,54 (0,26) 0,3235 (0,0247) 7,38 (1,32) 18,51 (9,10)

M03 4,63 (0,39) 0,3246 (0,0552) 7,28 (0,44) 18,77 (4,57)

Obs. u: é o deslocamento referente à localização do dano.


Análises estatísticas realizada nos resultados experimentais obtidos indicaram que a

redução do volume de pasta na mistura influenciou significativamente os valores de

deslocamento de primeira fissura e máxima tensão pós-fissuração. O valor de

deslocamento de primeira fissura do compósito produzido com menor teor de areia

(M03) foi aumentado em 13,8% enquanto o valor de máxima tensão pós-fissuração foi

reduzido em 9,3%. Com relação à tensão de primeira fissura e ao deslocamento máximo

de M03, não ocorreram mudanças significativas nos valores quando comparados com os

respectivos valores de M01.

Também é possível observar que, dentre os parâmetros analisados nos ensaios de

flexão, o deslocamento máximo foi o parâmetro que apresentou maior dispersão dos

resultados, apresentando os maiores valores de desvios padrões entre as misturas. Isto se

deve ao fato de que o material em estudo utiliza fibras curtas em sua composição e

devido à baixa densidade das fibras pode ter ocasionado má distribuição nos compósitos

que de alguma forma conduziu a diferentes valores de deslocamento. Isto pode ter

afetado o deslocamento máximo de M02, que apresentou uma das placas com

deslocamento muito superior as outras duas.

95

A Figura 4.5 apresenta a forma de ruptura típica das placas ensaiadas para as três

misturas estudadas. Essa ruptura foi caracterizada pela formação de múltiplas fissuras

na face tracionada das placas entre os apoios, com uma concentração maior no terço

central das amostras. As misturas M01, M02 e M03 apresentaram em média, 28±2

fissuras, 31±9 fissuras e 38±4 fissuras em 300mm de comprimento.

(a) (b) (c)

Figura 4.5 – Modo de ruptura na flexão das mistura (a)M01, (b) M02 e (c) M03.


As curvas tensão x deformação para as mistura M01, M02 e M03, ensaiadas aos 28 dias

de idade, são apresentadas na Figura 4.6. A partir das curvas tensão x deformação,

foram calculados os valores médios da resistência à compressão (fBcB), módulo de

elasticidade (E), deformação axial na tensão de pico (Bpico) e índices de tenacidade na

compressão até o nível de deformação igual a 5000µε. Esses resultados são

apresentados na Tabela 4.5 juntamente com os respectivos desvios padrões (em

parênteses).

2,0

cm

2,0

cm

2,0

cm

96

(a) (b)

(c)

Figura 4.6 – Curvas tensão x deformação sob compressão axial.das misturas (a) M01,

(b) M02 e (c) M03

Os resultados obtidos mostraram que ocorre uma redução significativa na fBc e E com o

aumento do volume de pasta na mistura. Assim a mistura M03 apresentou uma redução

de 14,8% na fBc e 17,4% em E em relação a mistura M01. Entretanto, nenhuma mudança

significativa foi observada na deformação de pico com a redução do teor de areia de 1

para 0,6 vezes o teor de cimento.

Com relação à capacidade de absorção de energia dos compósitos, os valores do índice

de tenacidade não foram alterados pela mudança no teor de areia, sendo mais

influenciado pela mesma fração volumétrica de fibras (2%).

Observando-se a Figura 4.6 nota-se que mesmo para uma deformação de cerca de

8.000με, as misturas apresentaram valores de resistência superiores a 20MPa.

0 4000 8000 120000

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

0 4000 8000 120000

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

0 4000 8000 120000

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

97

Tabela 4.5 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão das misturas M01,

M02 e M03.

Mistura Resistência

Módulo de

elasticidade

Deformação de

pico

Índice de

tenacidade

fBc B(MPa) E (GPa) BpicoB () ITC

M01 30,29 (1,67) 18,74 (0,53) 3322,03 (197,79) 0,93 (0,01)

M02 29,58 (0,29) 16,41 (0,28) 3420,80 (49,60) 0,93 (0,01)

M03 25,81 (1,19) 15,48 (0,87) 3305,10 (71,76) 0,92 (0,01)

Obs. Desvio padrão (em parênteses).

As formas de ruptura dos compósitos estudados estão apresentadas na Figura 4.7. A

presença de fibras conferiu alta deformabilidade aos compósitos que apresentaram

modos de ruptura do tipo colunar.

(a) (b) (c)

Figura 4.7 – Modo de ruptura típico das misturas (a)M01, (b) M02 e (c) M03 após

ensaio de compressão axial.

44..33..22 IINNFFLLUUÊÊNNCCIIAA DDOO TTEEOORR DDEE CCIINNZZAA VVOOLLAANNTTEE ((MMIISSTTUURRAASS MM0022,, MM0044 EE

MM0055))


Apresentam-se na Tabela 4.6 os valores de consistência, porosidade total (Pt) , absorção

de água (A) e massa específica () das misturas M02, M04 e M05. Cada valor obtido,

com exceção do valor de consistência, é a média de três resultados experimentais.

98

Tabela 4.6 – Propriedades físicas das mistura M02, M04 e M05.

Mistura Consistência (mm) Pt (%) A (%) (g/cmP

3P)

M02 275,0 18,37 (0,61) 10,43 (0,38) 1,76 (0,01)

M04 265,0 11,08 (0,29) 6,53 (0,12) 1,70 (0,01)

M05 305,0 7,20 (0,06) 3,74 (0,02) 1,92 (0,01)


As misturas produzidas apresentaram boa consistência variando entre 265-305 mm com

boa dispersão das fibras, que pôde ser observado visualmente após espalhamento em

mesa.

Os resultados apresentados mostraram que ocorreu uma redução significativa na

porosidade e absorção de água com o aumento do teor de cinza volante das misturas. A

redução da porosidade total e absorção de água foram respectivamente iguais a 61% e

64% quando foi adicionado o teor de cinza volante equivalente a 1,2 vezes o teor de

cimento. Isto pode ser explicado pelo refinamento da mistura causado pela introdução

da cinza volante. O alto teor da cinza volante também melhorou a consistência e a

trabalhabilidade da mistura M05.

O uso do aditivo modificador de viscosidade e a ausência de cinza volante

proporcionaram aos compósitos M01, M02 e M03 (ver item4.3.1.1) maiores índice de

porosidade que os compósitos M04 e M05 (aproximadamente 50% em média).

Entretanto, a massa específica não foi muito inferior (aproximadamente 5% em média).


As curvas tensão x deformação das misturas M02, M04 e M05 na tração direta são

mostradas na Figura 4.8 e os valores médios da deformação (cc) e tensão de primeira

fissura (cc), máxima tensão pós-fissuração (pc) e capacidade de deformação (u),

obtidos a partir das curvas, são apresentados na Tabela 4.7 juntamente com os

respectivos desvios padrões (em parênteses). Cada valor obtido na tabela é o valor

médio de 3 amostras ensaiadas aos 28 dias.

99

As curvas obtidas na Figura 4.8 mostraram que o comportamento dos compósitos

obtidos pode ser dividido em dois domínios os quais são característicos de compósitos

do tipo SHCC: (a) uma fase linear elástica seguida de domínio strain hardening, as

quais incluem o aumento da tensão linear-elástica e o enrijecimento pós-fissuração da

matriz (strain hardening). Nesta fase a dissipação de energia pode ser vista como

volumétrica e (b) a fase de amolecimento da curva (strain softening), na qual a energia é

dissipada em uma fissura localizada na superfície de fratura.

(a) (b)

(c)

Figura 4.8 – Curvas tensão x deformação na tração direta das misturas: (a) M02, (b)

M04 e (c) M05.

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,00

1

2

3

4

5

6

Ten

são

de

traç

ão (

MP

a)

Deformação (%)

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,00

1

2

3

4

5

6

Ten

são

de

traç

ão (

MP

a)

Deformação (%)

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,00

1

2

3

4

5

6

Ten

são

de

traç

ão (

MP

a)

Deformação (%)

100


M02, M04 e M05.

Mistura

Valores de primeira fissura Máxima tensão

pós-fissuração

Capacidade de

deformação

cc(MPa) ccB(%) pcB(MPa) u B(%)

M02 2,27 (0,54) 0,0154 (0,0002) 3,06 (0,23) 1,00 (0,05)

M04 2,83 (0,18) 0,0178 (0,0021) 4,17 (0,21) 2,00 (0,02)

M05 3,51 (0,13) 0,0133 (0,0002) 4,41 (0,09) 2,00 (0,21)



Os resultados mostrados na Tabela 4.7 mostraram que o aumento do teor de cinza

volante (mistura M05) ocasionou aumentos significativos da tensão de primeira fissura

(aproximadamente 55%), tensão máxima pós-fissuração (aproximadamente 44%) e

capacidade de deformação (100%). No entanto, o valor do deslocamento de primeira

fissura foi significativamente reduzido em 14%.

O reduzido teor de cinza volante na mistura M04 ocasionou uma redução significativa

dos valores de tensão de primeira fissura (aproximadamente 19,4%) e máxima tensão

pós-fissuração (aproximadamente 5,4%) em relação a mistura M05. No entanto, a

deformação de primeira fissura de M04 foi significativamente aumentada em 33,8% e a

capacidade de deformação não foi significativamente alterada em relação a M05.

Avaliação comparativa entre os valores encontrados em WANG, LI (2007), para uma

matriz com as mesmas proporções de materiais, e os encontrados no presente estudo,

para a mistura M05, mostra que ocorreu uma redução de 14,60% na tensão de primeira

fissura (ζcc), 19,68% na deformação última (εu) e 9,26% na tensão última (ζu). Isto se

deve ao fato de que como este tipo de material utiliza conceitos micro mecânico na

dosagem, ou seja, há um equilíbrio entre os materiais constituintes da mistura ocorre

uma variação nos resultados quando utilizados outros materiais. Contudo os resultados

encontrados mostraram que os compósitos produzidos ainda apresentaram um

comportamento desejável.

Na Figura 4.9 é mostrado o patamar de fissuração das amostras ensaiadas na tração

direta. Para a mesma medida de comprimento (200mm), as misturas M02, M04 e M05

101

apresentaram em média 14±6 fissuras, 17±4 fissuras e 18±2 fissuras, respectivamente.

Observa-se que, com exceção da mistura M02, a qual apresentou um patamar de

fissuração mais concentrado na região central, as demais misturas, apresentaram fissuras

distribuídas ao longo das amostras. Pode-se observar também que, o rompimento das

amostras ocorreu em diferentes pontos do vão das mesmas.

(a) (b)

(c)

Figura 4.9 – Forma de ruptura das amostras das misturas (a) M02, (b) M04 e (c) M05.

102


Foram realizados ensaios em três amostras para cada mistura aos 28 dias. Curvas tensão

x deslocamento foram obtidas, a partir dos dados dos ensaios, e são apresentadas na

Figura 4.10. A partir das curvas tensão x deslocamento foram obtidos os valores de

tensão (Bcr) e deslocamento de primeira fissura (Bcr), tensão máxima pós-fissuração (u)

e deslocamento na localização do dano (u) com os respectivos desvios padrões (em

parênteses). Os valores obtidos estão apresentados na Tabela 4.8.

(a) (b)

(C)

Figura 4.10 – Curvas tensão x deslocamento na flexão para as misturas (a) M02, (b)

M04 e (c) M05.

Após a primeira fissura, todas as curvas (ver Figura 4.10) apresentaram incremento na

carga até atingir a tensão máxima, o qual é característico do comportamento deflection

hardening (enrijecimento pós-fissuração). Esta fase é associada com a formação de

0 5 10 15 20 25 30 35 40 450

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

alen

te (

MP

a)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 450

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

alen

te (

MP

a)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 450

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

103

múltiplas micro-fissuras até o momento em que fibras perdem a capacidade de suportar

o carregamento, ocasionando uma queda brusca de resistência o qual conduz ao

amolecimento da curva tensão-deslocamento (fase deflection softening) e ruptura do

material.

Tabela 4.8 – Resultados experimentais dos ensaios de flexão das misturas M02, M04 e

M05.

Mistura


crB(MPa) cr(mm) u(MPa) uB(mm)

M02 4,54 (0,26) 0,3235 (0,0247) 7,38 (1,32) 18,51 (9,10)

M04 3,92 (0,69) 0,3613 (0,0566) 8,20 (0,41) 17,86 (3,77)

M05 4,23 (0,16) 0,3773 (0,0527) 7,88 (0,28) 20,70 (2,44)



Observando-se os resultados da Tabela 4.8, nota-se que a utilização de cinza volante

proporcionou as misturas M04 e M05 melhor desempenho na flexão que a mistura M02

(sem a utilização de cinza volante). Quando foi utilizado um teor equivalente a 1,20

vezes o teor de cimento (mistura M05) a tensão de primeira fissura foi

significativamente reduzida em aproximadamente 6,8% e os valores de deslocamento de

primeira fissura, tensão máxima e deslocamento máximo pós-fissuração foram

significativamente aumentados em 16,6%, 6,8% 11,8%, respectivamente. Também foi

observado que o uso de cinza volante proporcionou as misturas M04 e M05 um

comportamento pós-fissuração mais robusto que a mistura M02.

O menor teor de cinza volante utilizado na mistura M04 em relação a M05, e a

utilização do aditivo modificador de viscosidade em M04 resultou em um material com

menores valores de tensão (7,3%) e deslocamento de primeira fissura (4,2%), e maior

valor de tensão máxima pós-fissuração (4,1%) em relação a M05 A capacidade de

deflexão da mistura M04 foi aproximadamente 13,7% inferior a capacidade de deflexão

da mistura M05.

104

Todas as misturas apresentaram um claro patamar de fissuração na parte tracionada das

amostras de flexão, com formação de múltiplas fissuras distribuídas ao longo da face

tracionada das amostras e entre os apoios, conforme pode ser visto na Figura 4.11.

(a) (b) (c)

Figura 4.11 – Modo de ruptura das mistura (a)M02, (b) M04 e (c)M05 após ruptura no

ensaio de flexão.


Curvas tensão x deformação, obtidas experimentalmente para amostras curadas por 28

dias, estão apresentadas na Figura 4.12. A partir das curvas tensão x deformação, foram

determinados valores médios do módulo de elasticidade (E), resistência à compressão

(fc) e deformação de pico (εpico). Os valores médios e respectivos desvios padrões (em

parênteses) estão apresentados na Tabela 4.9. Cada valor obtido representa a média de

três resultados. Também foram obtidos valores médios do índice de tenacidade na

compressão (ITC) de cada compósito produzido. Os valores de ITC foram obtidos

seguindo procedimento estabelecido em 3.1.3.1 até valores de deformação iguais a

5000µε.

2,0

cm

105

(a) (b)

(c)

Figura 4.12 – Curvas tensão x deformação na compressão das misturas: (a) M02, (b)

M04 e (c) M05.

As misturas desenvolvidas apresentaram resistência à compressão variando entre

29MPa e 42MPa, com módulo de elasticidade entre 16GPa e 21GPa, com destaque

especial para a mistura M05 que apresentou maior resistência à compressão e módulo

de elasticidade em torno de 20GPa.

Tabela 4.9 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão axial das mistura

M02, M04 e M05.


Módulo de

elasticidade

Deformação de

pico

Índice de

tenacidade

fBc B(MPa) E (GPa) BpicoB () ITC

M02 29,58 (0,29) 16,41 (0,28) 3420,80 (49,60) 0,93 (0,01)

M04 30,50 (0,87) 18,61 (0,28) 3068,37 (122,86) 0,92 (0,01)

M05 41,39 (0,22) 20,87 (0,61) 3256,20 (100,24) 0,92 (0,00)


0 4000 8000 120000

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()0 4000 8000 12000

0

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

0 4000 8000 120000

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

106

Analisando o comportamento pós-pico das curvas apresentadas, nota-se que com

exceção da mistura M05, todas as misturas apresentaram comportamento dúctil até

8000µε. Até 5000µε a capacidade de absorção de energia na compressão, caracterizada

pelo índice de tenacidade (ITC), não foi alterada pelas diferentes matrizes.

Os resultados obtidos mostraram que os valores de resistência à compressão e módulo

de elasticidade foram aumentados significativamente com o aumento do teor de cinza

volante. O aumento observado foi respectivamente igual a 40% e 27% dos valores sem

adição de cinza volante. Este aumento observado já era esperado devido ao fato da

redução observada nos valores de porosidade total com o aumento da cinza volante.

A Figura 4.13 mostra o modo de ruptura das misturas M02, M04 e M05. Observa-se

que a mistura M06 apresentou o modo de ruptura do tipo cisalhante e as misturas M02 e

M04 apresentaram um modo de ruptura do tipo colunar.

(a) (b) (c)

Figura 4.13 – Modo de ruptura típico das misturas (a)M02, (b)M04 e (c)M05 após

ensaios de compressão axial.

44..33..33 IINNFFLLUUÊÊNNCCIIAA DDOO TTEEOORR DDEE AARREEIIAA EEMM MMIISSTTUURRAASS CCOOMM AALLTTOO TTEEOORR DDEE

CCIINNZZAA VVOOLLAANNTTEE ((MMIISSTTUURRAASS CCFF0011 EE CCFF0022))


Apresentam-se na Tabela 4.10 os valores médios e desvios padrões (em parênteses) dos

resultados das seguintes propriedades físicas dos compósitos obtidas no estado fresco:

consistência (C), teor de ar incorporado (TAI) e massa específica (f) e no estado

endurecido: porosidade total (Pt), absorção de água (A) e massa específica (e). Os

107

ensaios no estado endurecido foram realizados aos 28 dias de idade e correspondem aos

valores médios de três amostras.

Tabela 4.10 – Propriedades físicas das mistura.

Mistura Propriedades no estado fresco Propriedades no estado endurecido

C (mm) TAI(%) f (g/cmP

3) Pt (%) A (%) s (g/cmP

3)

CF01 290 2,80 1,84 21,29(0,23) 12,59(0,12) 1,69 (0,00)

CF02 300 5,90 1,84 16,94 (0,17) 10,03(0,23) 1,69 (0,03)


Os compósitos estudados apresentaram consistências similares e diferentes teores de ar

incorporado. O teor de ar incorporado do compósito CF01 foi muito inferior ao do

compósito CF02. Isto se deve ao fato do aditivo utilizado na mistura CF02 incorporar

maior teor de ar que o aditivo utilizado na mistura CF01. Entretanto a massa específica

no estado fresco não apresentou alterações significativas.

Os resultados obtidos mostraram que o compósito produzido com maior teor de areia

(CF02) obteve menores valores de porosidade total e absorção de água

(aproximadamente 20,4%). Contudo, o valor de massa específica no estado endurecido

não foi significativamente diferente.


As curvas tensão x deformação dos compósitos na tração direta são mostradas na Figura

4.14 e os valores médios da deformação (BccB) e tensão de primeira fissura (BccB), máxima

tensão pós-fissuração (BpcB) e capacidade de deformação (BuB), obtidos a partir das

curvas, são apresentados na Tabela 4.11 juntamente com os respectivos desvios padrões

(em parênteses). Cada valor na Tabela 4.11 é o valor médio de três amostras ensaiadas

aos 28 dias de idade.

108

(a) (b)

Figura 4.14 – Curvas tensão x deformação na tração direta das misturas: (a) CF01 e (b)

CF02.

Avaliando as curvas na Figura 4.14 observa-se que todos os compósitos apresentaram

um comportamento de enrijecimento na tração direta (strain hardening) no regime pós-

fissuração, o qual é caracterizado pela capacidade do material em manter o

carregamento após o surgimento da primeira fissura.

Tabela 4.11 – Resultados experimentais dos ensaios de tração dos compósitos CF01 e

CF02.

Mistura

Módulo de

elasticidade Valores de primeira fissura

Valores máximos pós-

fissuração

Et (GPa) BccB(MPa) BccB(%) BpcB(MPa) Bu B(%)

CF01 18,53 (0,92) 2,12(0,20) 0,0147(0,007) 2,90(0,22) 2,98(0,61)

CF02 17,25 (2,50) 2,19(0,12) 0,0156(0,003) 3,33 (0,38) 3,08 (0,52)



Os resultados da Tabela 4.11 mostraram que, apenas a deformação de primeira fissura e

a tensão máxima pós-fissuração foram significativamente alteradas com o aumento do

teor de areia (compósito CF02). Ambas sofreram aumento de 6,1% e 14,8%

0 1 2 3 4 5 60

1

2

3

4

5

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)0 1 2 3 4 5 6

0

1

2

3

4

5

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

109

respectivamente. Isto indica que o aumento do teor de areia neste tipo de matriz não tem

influência significativa na ductilidade do compósito.

Também foi observado que os valores do módulo de elasticidade medido na tração são

relativamente inferiores aos respectivos valores de módulos de elasticidade na

compressão (ver item 4.4.4).

O processo de fratura deste estudo será apresentado no item 4.5.


Foram realizados ensaios em três amostras para cada mistura aos 28 dias de idade.

Curvas tensão x deslocamento foram obtidas, a partir dos dados dos ensaios, e são

apresentadas na Figura 4.15. A partir das curvas tensão x deslocamento foram obtidos

valores médios de deslocamento (BcrB) e tensão de primeira fissura (BcrB), deslocamento

máximo (u) e tensão máxima pós-fissuração (u). Os valores estão apresentados na

Tabela 4.12 juntamente com os respectivos desvios padrões (entre parênteses).

(a) (b)

Figura 4.15 – Curvas tensão x deslocamento na flexão para as misturas: (a) CF01 e (b)

CF02.

As curvas apresentadas na Figura 4.15 apresentaram claramente um comportamento

deflection hardening, o qual é caracterizado pelo aumento crescente da tensão após o

surgimento da primeira fissura. Na fase pós-fissuração, o comportamento do compósito

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

alen

te (

MP

a)

Deslocamento (mm)

110

é governado pelas fibras que cruzam as fissuras, funcionando como uma ponte de

transferência de tensões de um ponto para outro da matriz o que ocasiona um processo

denominado de múltipla fissuração, até as fibras perderem a capacidade de suportar o

carregamento conduzindo a ruptura ou arrancamento da matriz. Após o estágio de

múltipla fissuração, o dano do material foi localizado em uma única fissura ocorrendo à

ruptura do compósito, que se deu de forma brusca.

Tabela 4.12 – Resultados experimentais dos ensaios de flexão dos compósitos CF01 e

CF02.

Mistura

Valores de primeira Fissura Valores pós-fissuração

BcrB(MPa) BcrB(mm) BuB(MPa) u(mm)

CF01 5,61 (0,21) 0,3682 (0,0323) 10,25 (0,29) 24,20 (1,06)

CF02 4,77 (0,15) 0,3261 (0,0258) 8,48 (0,49) 19,44 (0,86)



Os resultados da Tabela 4.12 mostraram que o aumento do teor de areia (compósito

CF02) reduziu significativamente os valores de tensão de primeira fissura (cr), tensão

máxima pós-fissuração (u) e deslocamento máximo pós-fissuração (u) em

respectivamente 15%, 17% e 20%. O deslocamento de primeira fissura não foi

significativamente alterado. A redução dos valores de tensão e deslocamento pós-

fissuração do compósito com o aumento do teor de areia pode ser justificado pelo fato

de que um maior teor de areia significa aumento da tenacidade ao fraturamento da

matriz e influência na dispersão das fibras, o qual influência de forma significativa o

comportamento pós-fissuração do compósito. Este resultado vai de encontro com o

encontrado no item 4.3.1. Entretanto, vale salientar que as misturas M01, M02 e M03

não possuem em sua composição cinza volante o que acarreta mudanças nas

propriedades da matriz e interface fibra-matriz.

O processo de fratura na flexão dos compósitos CF01 e CF02 será apresentado no item

4.5.

111


Curvas tensão x deformação, obtidas experimentalmente para amostras curadas por 28

dias, estão apresentadas na Figura 4.16. A partir das curvas tensão x deformação, foram

determinados valores de resistência à compressão (fc), módulo de elasticidade (E),

deformação de pico (pico) e índice de tenacidade à compressão (ITC). Os valores

médios e respectivos desvios padrões (em parênteses) são apresentados na Tabela 4.13.

Os valores dos índices de tenacidade (ITC) foram calculados até os níveis de

deformação iguais a 5000µ e 10000µ.

(a) (b)


CF02.

Os valores da Tabela 4.13 mostraram que o compósito produzido com maior teor de

areia (CF02) apresentou uma redução significativa de 12,9% na resistência à

compressão e 26,6% na deformação de pico, enquanto o módulo de elasticidade foi

levemente aumentado (4,2%).

Tabela 4.13 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão dos compósitos

CF01 e CF02.


Módulo de

Elasticidade

Deformação de

Pico Índice de tenacidade (ITC)

fBc B(MPa) E (GPa) BpicoB () 5000 10000

CF01 36,27(0,15) 19,00(0,40) 3587,34(6,47) 0,93 (0,02) 0,78 (0,07)

CF02 31,58(0,49) 19,80(0,19) 2632,00(63,00) 0,92 (0,02) 0,79 (0,13)


0 4000 8000 120000

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

0 4000 8000 120000

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

112

O principal efeito das fibras sobre o comportamento dos compósitos ocorre após o

início da microfissuração. Quando as fibras estão presentes elas afetam a propagação da

fissura pelo incremento da resistência. As fibras ligam as superfícies de fratura, como

uma ponte, retardando sua propagação e prevenindo uma falha catastrófica. Os

compósitos CF01 e CF02 apresentaram comportamento dúctil com alta capacidade de

absorção de energia, como pode ser observado pelos altos valores do índice de

tenacidade (entre 0,78-0,93), calculados até os níveis de deformação iguais a 5000µ e

10000µ. O ITC expressa à capacidade de absorção de energia dos compósitos e seu

calculo é feito correlacionando a área sob a curva do compósito com a de um material

elastoplástico com mesma resistência à compressão e mesmo módulo de elasticidade.

Desta forma, quanto mais próximo o ITC estiver da unidade, mais próximo está do

comportamento de um material elastoplástico. Os valores de ITC mostraram também

que os compósitos CF01 e CF02 apresentaram maiores valores de ITC em 5000µ que

em 10.000µ. Este comportamento indica que ocorre uma redução da capacidade de

absorção de energia dos compósitos com o aumento progressivo da deformação.

Observa-se na Figura 4.16 que após os compósitos atingirem a tensão de pico ele ainda

continua a se deformar até deformações em torno de 10.000µ, evitando assim uma

ruptura frágil. O modo de ruptura típico dos compósitos em análise, aos 28 dias de

idade, está apresentado na Figura 4.17. As misturas apresentaram ruptura do tipo

colunar com alta deformabilidade.

(a) (b)

Figura 4.17 – Modo de ruptura típico dos compósitos na compressão axial. (a) CF01 e

(b) CF02.

113

44..44 IINNFFLLUUÊÊNNCCIIAA DDOO TTAAMMAANNHHOO DDOO AAGGRREEGGAADDOO NNAASS

PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS FFÍÍSSIICCAASS EE MMEECCÂÂNNIICCAASS DDEE SSHHCCCC

44..44..11 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS FFÍÍSSIICCAASS DDOOSS CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS

A Tabela 4.14 apresenta os valores médios e desvios padrões (em parênteses) dos

resultados das seguintes propriedades físicas dos compósitos obtidas no estado fresco:

consistência (C), teor de ar incorporado (TAI) e massa específica (f) e no estado

endurecido: porosidade total (Pt), absorção de água (A) e massa específica (e). Os

ensaios no estado endurecido foram realizados aos 28 dias de idade e representam a

média de três resultados individuais.

Tabela 4.14 – Propriedades físicas das misturas CF01 e CG.

Mistura Propriedades no estado fresco Propriedades no estado endurecido

C (mm) TAI(%) f (g/cmP

3) Pt (%) A (%) s (g/cmP

3)

CF01 290 2,80 1,84 21,29(0,23) 12,59(0,12) 1,69 (0,00)

CG 290 6,90 1,76 19,80 (0,41) 12,10(0,28) 1,64 (0,00)


Os compósitos CF01 e CG apresentaram consistências similares e diferentes teores de

ar incorporado.

Os resultados obtidos mostraram que o compósito produzido com agregado maior (CG)

obteve menores valores de porosidade total (7,0%) e massa específica (3,0%). Com

relação à absorção de água, nenhuma mudança significativa foi observada.

44..44..22 CCOOMMPPOORRTTAAMMEENNTTOO SSOOBB TTRRAAÇÇÃÃOO DDIIRREETTAA

A Figura 4.18 apresenta as curvas tensão x deformação dos compósitos CF01 e CG na

tração direta obtidos aos 28 dias de idade. Os valores médios da deformação (cc) e

tensão de primeira fissura (cc), máxima tensão pós-fissuração (pc) e capacidade de

114

deformação (u), obtidos a partir das curvas, são apresentados na Tabela 4.15

juntamente com os respectivos desvios padrões (em parênteses).

(a) (b)

Figura 4.18 – Curvas tensão x deformação na tração das misturas: (a) CF01 e (b)CG.

As curvas apresentadas na Figura 4.18 mostram que os compósitos CF01 e CG

apresentaram um comportamento de enrijecimento na tração direta (strain hardening)

no regime pós-fissuração, o qual é caracterizado pela capacidade do material em manter

o carregamento após o surgimento da primeira fissura. Em termos de capacidade de

deformação, todas as misturas apresentaram capacidade de deformação superior a 2%

(ver Tabela 4.15), o que faz com que o compósito tenha em média 200 a 300 vezes

maior capacidade de deformação que um concreto convencional.

Tabela 4.15 – Resultados experimentais dos ensaios de tração das misturas CF01 e CG.

Mistura

Módulo de

elasticidade Valores de primeira fissura


fissuração

Et (GPa) BccB(MPa) Bcc (%) BpcB(MPa) BuB(%)

CF01 18,53 (0,92) 2,12(0,20) 0,0147(0,007) 2,90(0,22) 2,98(0,61)

CG 12,25 (0,31) 1,92(0,20) 0,0186(0,002) 2,83 (0,10) 2,10 (0,10)



0 1 2 3 4 5 60

1

2

3

4

5

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

0 1 2 3 4 5 60

1

2

3

4

5

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

115

A alta capacidade de deformação dos compósitos é conseqüência do desenvolvimento

do processo de micro fissuração. No caso do concreto convencional, somente a

deformação elástica contribui para a capacidade de deformação. Uma vez fraturado, o

material perde toda a capacidade de carga de forma súbita.

Já no caso do concreto com adição de fibras, nota-se um aumento de ductilidade

resultante da ação das fibras, que ―costuram as fissuras‖ e retardam a ruptura. Mas esta

ação se concentra em alguns pontos da matriz. No caso do SHCC, o efeito das fibras é

potencializado e o carregamento adicional é distribuído praticamente por todo o

compósito após o início do processo de formação da primeira fissura devido ao grande

número de fibras e à natureza da interação fibra-matriz. Desta forma, inúmeras fissuras

adicionais são formadas, resultando num padrão de múltipla fissuração de pequena

abertura, o que mantém a integridade e aumenta a ductilidade do compósito.

Os resultados da Tabela 4.15 mostraram que o compósito CG apresentou deformação de

primeira fissura significativamente superior (em torno de 26,5%) que a deformação de

primeira fissura do compósito CF01. Com relação aos valores de tensão de primeira

fissura, análise estatística mostrou que os valores são estatisticamente iguais. O que

ocorre também para a tensão máxima pós-fissuração (ver a Tabela 4.15). Indicando que

o tamanho do grão não teve ou teve pouca influência nos valores de tensão. Entretanto,

como esperado, a capacidade de deformação foi reduzida em 29,5% tendo em vista que

o aumento do tamanho do agregado geralmente produz maior energia de fratura para

concreto e, portanto, maior tenacidade a fratura (PERDIKARIS, ROMEO, 1984), o qual

é esperado contribuir para redução da capacidade de deformação na tração de acordo

como a teoria micromecânica exposta em 2.2.1.1.

Os resultados da Tabela 4.15 também mostraram diferenças significativas entre os

valores do módulo de elasticidade medido na tração direta e os respectivos valores

medidos na compressão. Os valores do módulo medido na tração dos dois compósitos

são relativamente inferiores aos respectivos valores de módulos de elasticidade na

compressão (ver item 4.4.4).

O processo de fratura dos compósitos na tração direta será apresentado no item a seguir.

116

44..44..33 CCOOMMPPOORRTTAAMMEENNTTOO SSOOBB FFLLEEXXÃÃOO

Curvas tensão x deslocamento de corpos de prova ensaiados aos 28 dias de idade são

apresentadas na Figura 4.19. A partir das curvas obtidas foram determinados os valores

médios de deslocamento (BcrB) e tensão de primeira fissura (BcrB), deslocamento máximo

(u) e tensão máxima pós-fissuração (u). Os valores estão apresentados na Tabela 4.16

juntamente com os respectivos desvios padrões (entre parênteses).

(a) (b)

Figura 4.19 – Curvas tensão x deslocamento na flexão das misturas: (a) CF01 e (b) CG.

As curvas apresentadas na Figura 4.19 mostram claramente uma diferença de

comportamento pós-fissuração dos compósitos (CF01 e CF02) produzidos. No entanto,

mesmo com esta nítida diferença, ambos os compósitos apresentaram um

comportamento dúctil com formação de múltiplas fissuras e deslocamento médio no

meio do vão superior a 10mm.

Tabela 4.16 – Resultados experimentais dos ensaios de flexão das misturas CF01 e CG.

Mistura

Valores de primeira Fissura Valores pós-fissuração

BcrB(MPa) BcrB(mm) BuB(MPa) u(mm)

CF01 5,61 (0,21) 0,3682 (0,0323) 10,25 (0,29) 24,20 (1,06)

CG 5,14 (0,23) 0,3534 (0,0368) 6,88 (0,25) 11,61 (1,12)



0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

117

Observando-se os resultados da Tabela 4.16, nota-se que os valores máximos de tensão

e deslocamento do compósito produzido com agregado maior (CG) foram

significativamente reduzidos em 33% e 52%, respectivamente, ambos em relação ao

compósito produzido com agregado mais fino (CF01). Contudo, os valores de primeira

fissura dos compósitos foram considerados estatisticamente iguais.

O efeito negativo do aumento do tamanho do agregado na ductilidade de compósitos

pode ser atribuído ao efeito adverso na dispersão uniforme das fibras e também ao fato

de que um maior tamanho de agregado tende a aumentar a tenacidade da matriz.

Resultados semelhantes também foram encontrados em SAHMARAN et al (2009) em

estudos sobre o efeito do tipo e tamanho do agregado na ductilidade e propriedades

mecânicas de ECC.

O processo de fratura na flexão dos compósitos será apresentado no item 4.5.

44..44..44 CCOOMMPPOORRTTAAMMEENNTTOO SSOOBB CCOOMMPPRREESSSSÃÃOO AAXXIIAALL

A Figura 4.20 apresenta curvas tensão x deformação, obtidas experimentalmente para

corpos de prova com 28 dias de idade. A partir das curvas tensão x deformação, foram

determinados valores de resistência à compressão (fc), módulo de elasticidade (E),

deformação de pico (pico) e índice de tenacidade à compressão (ITC). Os valores

médios e respectivos desvios padrões (em parênteses) são apresentados na Tabela 4.17.

Os valores dos índices de tenacidade (ITC) foram calculados até os níveis de

deformação iguais a 5000µ e 10000µ.

(a) (b)


CG.

0 4000 8000 120000

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

0 4000 8000 120000

10

20

30

40

50

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

118

Os resultados experimentais obtidos mostraram que o aumento do tamanho da areia

influenciou de forma significativa o comportamento na compressão do compósito. O

compósito produzido com agregado mais fino (CF01) apresentou melhor desempenho

na compressão que o compósito produzido com agregado mais grosso (CG). Foram

observadas reduções significativas na fBc de 30,4%, no E de 20,5% e na pico de 21,9%.

Tabela 4.17 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão nas misturas CF01 e

CG.


Módulo de

Elasticidade

Deformação de

Pico Índice de tenacidade (ITC)

fc (MPa) E (GPa) pico () 5000 10000

CF01 36,27(0,15) 19,00(0,40) 3587,34(6,47) 0,93 (0,02) 0,78 (0,07)

CG 25,25(0,74) 15,10(0,52) 2803,00(50,00) 0,90 (0,03) 0,72 (0,09)

Obs. Desvio padrão (em parêntese).

A introdução de um agregado maior também afetou a capacidade de absorção de

energia do compósito. Os valores do ITC foram reduzidos em 3,2% em 5000 e 7,7%

em 10000 respectivamente. Entretanto os compósitos ainda apresentaram um

comportamento dúctil com índice de tenacidade maior que 0,70 evidenciando o

benéfico uso de fibras. O modo de ruptura típico dos compósitos em análise, aos 28 dias

de idade, está apresentado na Figura 4.21. As misturas apresentaram ruptura do tipo

colunar com alta deformabilidade.

(a) (b)

Figura 4.21 – Modo de ruptura típico dos compósitos na compressão. (a)CF01, (b)CG.

119

44..55 PPRROOCCEESSSSOO DDEE FFRRAATTUURRAA DDEE CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS SSHHCCCC SSOOBB

CCAARRGGAASS DDEE FFLLEEXXÃÃOO EE TTRRAAÇÇÃÃOO DDIIRREETTAA

A análise do processo de fratura de compósitos do tipo SHCC foi realizada somente em

amostras dos compósitos produzidos com as seguintes misturas CF01, CF02 e CG. O

estudo realizado é apresentado em dois itens. O primeiro estudo aborda analisa o

processo de fratura de compósitos submetidos a carregamento de flexão e o segundo

estudo aborda o processo de fratura de compósitos submetidos a carregamento de tração

direta. Os dois estudos são apresentados a seguir.

4.5.1.1 Modo de ruptura dos compósitos quando submetidos a esforços de flexão

Para a análise do modo de ruptura foi calculado a densidade de fissuração para amostras

submetidas a ensaios de flexão. A densidade de fissuração é calculada como o número

de fissuras visíveis por metro e, neste estudo ela foi calculada para o terço central

(85mm) do vão das amostras (região II). Foram medidas e computadas todas as fissuras

visíveis nas amostras, conforme detalhado no item 3.1.3.5.

A correlação da densidade de fissuração com o deslocamento medido no meio do vão é

apresentada na Figura 4.22. Cada valor na curva corresponde ao valor médio de três

amostras.

Figura 4.22 – Correlação da densidade de fissuração com o deslocamento no meio do

vão para diferentes níveis de deslocamento durante os ensaios de flexão.

0 5 10 15 20 250

50

100

150

200

250

300

Nú

mero

de f

issu

ras

po

r m

etr

o

Deslocamento (mm)

CF01

CF02

CG

120

É possível ver na Figura 4.22 um aumento gradual na densidade de fissuração dos

compósitos durante o carregamento, até o material alcançar um limite de saturação e

não mais formar fissuras. Este nível constante de fissuração pode ser definido como

ponto de saturação de fissuração. A partir deste ponto o material não possui mais

capacidade de formar mais fissuras. Como nenhuma fissura adicional é formado, então

qualquer incremento adicional de deslocamento conduz a abertura de fissuras existentes.

Além deste ponto o que se observa em ambos os caso é um decréscimo da capacidade

do material suportar carregamento levando o mesmo a ruptura.

Os resultados dos experimentos mostraram que o compósito CG apresentou uma

densidade de fissuração última 29,6% menor que o compósito CF01 e 20,4% menor que

o compósito CF02. Contudo embora o compósito CG tenha apresentado menor

capacidade de deflexão e menor densidade de fissuração, até 11mm todos os compósitos

apresentaram similares valores de densidade de fissuração.

A curva da Figura 4.22 também nos mostra que a curva densidade de fissuração x

deslocamento apresenta um trecho linear para baixas deflexões, seguido de uma não

linearidade, até o limite de deflexão do compósito. A mudança de linearidade na curva

densidade de fissuração x deslocamento deve-se ao surgimento de fissuras fora do terço

central da amostra. Enquanto não surgem fissuras fora do terço central (região onde

existe cisalhamento) o comportamento é praticamente linear.

Na sequência de imagens da Figura 4.23 pode ser observada a evolução das fissuras, nas

amostras submetidas a carregamentos de flexão, com o aumento do deslocamento.

Todos os compósitos estudados apresentam múltiplas fissuras no terço central de

aplicação de carga (região II) e algumas fissuras adjacentes a esta região.

121

CF01 CF02 CG

1mm

3mm

5mm

7mm

9mm

11mm

15mm

18mm

20mm

Figura 4.23 – Patamar de fissuração típico dos compósitos CF01, CF02 e CG observado

durante os ensaios de flexão

122

4.5.1.2 Modo de ruptura dos compósitos quando submetidos a esforços de tração

direta

A capacidade de múltipla fissuração e o comportamento de enrijecimento sob tração

direta (strain hardening) são as principais características que diferenciam e justificam as

grandes diferenças de comportamento estrutural entre os compósitos reforçados com

fibras (FRC – Fiber Reinforced Concrete) e os compósitos cimentícios com

enrijecimento na tração direta (SHCC – Strain Hardening Cementitious Composite).

Os compósitos em estudo quando submetidos a esforços uniaxiais de tração, exibiram

uma relação constitutiva pós-pico de carregamento caracterizado pelo comportamento

strain hardening e pelo desenvolvimento de um processo de múltipla fissuração,

resultando em um compósito de comportamento bastante dúctil.

A análise do patamar de fissuração dos compósitos foi realizada através de cálculos da

abertura de fissura e densidade de fissuração das amostras submetidas a esforços de

tração direta. O cálculo da abertura de fissuras foi feito em uma amostra de cada

compósito e a densidade de fissuração foi calculada para três amostras de cada

compósito. Foram medidas e computadas todas as fissuras visíveis nas amostras e que

cruzavam três linhas paralelas desenhadas ao longo das mesmas, conforme detalhado no

item 3.1.3.5. O sumário dos resultados da análise do patamar de fissuração dos ensaios

de tração direta é apresentado nas Tabelas 4.18 e 4.19. Foram calculados valores médios

de abertura de fissura e densidade de fissuração para diferentes níveis de deformação

(0,5%, 1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,9%).

É possível observar pelos resultados que, o comportamento do material é governado

pela formação de novas fissuras com o aumento de deformação que por abertura de

fissuras existentes.

123

Tabela 4.18 – Sumário da abertura de fissura dos compósitos CF01, CF02 e CG

submetidos a esforços de tração direta.

ε (%)

Abertura de fissuras (m)

Média Máxima

CF01 CF02 CG CF01 CF02 CG

0,5 55,0 (3,0) 54,0 (13,1) 55,7 (15,3) 58 72 76

1,0 69,0 (2,0) 66,0 (16,0) 65,0 (18,0) 71 85 96

1,5 69,0 (13,0) 67,0 (19,0) 66,0 (19,0) 86 90 99

2,0 67,0 (20,0) 65,0 (17,0) 69,0 (29,0) 94 103 144

2,5 69,0 (19,0) 65,0 (16,0) 96 106

2,9 69,0 (21,0) 69,0 (19,0) 105 117


Tabela 4.19 – Sumário da densidade média de fissuração dos compósitos CF01, CF02 e

CG submetidos a esforços de tração direta.

ε (%) Densidade de fissuração – valores médios

CF01 CF02 CG

0,5 42,9 (0,0) 42,9(11,7) 47,6 (6,7)

1,0 71,4 (0,0) 66,7(13,5) 71,4 (11,7)

1,5 121,4 (10,1) 100,0(11,7) 104,8 (6,7)

2,0 142,9 (0,0) 142,9(11,7) 142,7 (11,7)

2,5 150,0 (10,1) 157,1(11,7)

2,9 164,3 (10,1) 185,7(11,7)


A correlação da densidade média de fissuração dos compósitos durante o carregamento

é ilustrada na Figura 4.24. É possível observar que após o surgimento da primeira

fissura, o qual é marcado pelo fim do comportamento linear da curva tensão –

deformação, mais fissuras surgem sucessivamente em níveis mais altos de deformação.

A eventual redução da resistência da matriz ocorrida em concreto e em compósitos

cimentícios do tipo FRC é substituída pela resistência das fibras, que cruzam a fissura,

transferindo o esforço para outro ponto da matriz. Desta forma, fissuras subsequentes

são formadas.

124

Figura 4.24 – Correlação da densidade média de fissuração com a deformação dos

compósitos CF01, CF02 e CG durante os ensaios de tração direta.

O gráfico nos mostra também que a relação densidade de fissuração x deformação dos

compósitos é aproximadamente linear até 2%. Após este nível de deformação o

compósito CF01 e CF02 apresentaram uma redução na taxa de formação de fissuras até

atingir um nível de saturação de fissuração. Pode-se observar também que devido à

menor capacidade de deformação do compósito CG, o mesmo apresentou também uma

menor densidade de fissuração que os compósitos CF01 e CF02. Entretanto, a

densidade de fissuração dos três compósitos é similar até níveis de deformações em

torno de 2%.

A Figura 4.25 mostra a evolução da abertura de fissura dos compósitos durante

carregamento. Após a formação da primeira fissura e para baixos níveis de deformação,

a dimensão da abertura da fissura aumenta rapidamente se tornando mais estável após

aproximadamente 0,5% de deformação. Os valores médios de abertura de fissura até

deformações de localização do dano foram inferiores a 70µm. Entretanto, embora a

abertura média de fissuras seja inferior a 70µm, o máximo valor de abertura (Tabela

4.18) observado entre as fissuras foi maior que este valor já para baixos níveis de

deformação, alcançando valores maiores que 100µm para níveis de deformações últimas

dos compósitos CF01, CF02 e CG.

0 1 2 3 4 50

50

100

150

200

250

300

CF01

CF02

CG

Nú

mer

o d

e fi

ssu

ras

po

r m

etro

Deformação (%)

125

Figura 4.25 – Desenvolvimento da abertura média de fissura com a deformação dos

compósitos CF01, CF02 e CG durante os ensaios de tração direta.

Valor de abertura de fissuras é um indicador muito importante a ser considerado em

projetos e reparos de estruturas de concreto, pois é uma das formas como agentes

agressivos do ambiente ingressam na estrutura do material comprometendo a sua

durabilidade. Normas de projeto sugerem valores limites de abertura de fissuras para

diferentes ambientes, com a finalidade de assegurar a durabilidade da estrutura. Alguns

valores limites impostos por normas estão descritos na Tabela 4.20.

Observa-se que os compósitos estudados apresentaram abertura média de fissura abaixo

dos valores estabelecidos na Tabela 4.20. Sendo considerado, portanto um bom material

para se utilizado em reparo de estruturas de concreto.

0 1 2 3 4 50

1

2

3

4

5

69 m

Tensão

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

CF010

40

80

120

160

200

Abertura média de fissura

Ab

ert

ura

de f

issu

ra (

m)

0 1 2 3 4 50

1

2

3

4

5

0

40

80

120

160

200

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

Tensão

Abertura média de fissuras

Ab

ertu

ra d

e fi

ssu

ra (

m)

69m

CF02

0 1 2 3 4 50

1

2

3

4

5

0

40

80

120

160

200

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

Tensão


Ab

ert

ura

de f

issu

ra (

m)

69m

CG

126

Tabela 4.20 – Valores de abertura de fissuras para estruturas de concreto (CARINO,

CLIFTON, 1995).

Condição de exposição Abertura de fissura tolerável (mm)

ACI 224R.90

Membrana de proteção ou seca ao ar 0,41

Ambientes úmidos 0,30

Exposto a águas marítimas 0,250

Estruturas que retém água 0,100

ACI 318.89

Interior 0,41

Exterior 0,33

CEB/FIP norma 1990

Ambientes úmidos, agentes de degelo e águas

marítimas 0,30

Análise comparativa da densidade de fissuração dos compósitos CF01, CF02 e CG, por

regiões (regiões I, II e III), é mostrada nas Tabelas 4.21 e 4.22, e o patamar típico de

fissuração para diferentes níveis de deformações é mostrado na Figura 4.26. É possível

ver a formação e propagação de múltiplas microfissuras com o aumento do nível de

deformação. Também é possível observar que em geral a densidade de fissuração foi

sempre maior para a região central das amostras (II) que para as extremidades (I e III).

Tabela 4.21–Sumário da densidade média de fissuração por região dos compósitos

CF01 e CF02 durante os ensaios de tração direta.

(%) CF01 CF02

I II III I II III

0,5 42,9(0,0) 42,9(0,0) 42,9(0,0) 28,6(20,0) 21,4 (21,4) 85,7(0,0)

1,0 64,3(30,3) 85,7(0,0) 64,3(30,3) 28,6(20,0) 64,29 (21,4) 128,6(0,0)

1,5 85,7(0,0) 171,4(0,0) 107,1(30,3) 28,6(20,0) 192,9 (21,4) 128,6(0,0)

2,0 85,7(0,0) 192,7(30,3) 128,6(30,3) 71,4(20,0) 257,1(0,0) 128,6(0,0)

2,5 85,7(0,0) 214,3(0,0) 150,0(60,6) 71,4(20,0) 300,0 (0,0) 128,6(0,0)

2,9 107,1(30,3) 235,7(30,3) 150,0(30,3) 142,9(20,0) 300,0 (0,0) 128,6(0,0)


127

Tabela 4.22 – Sumário da densidade média de fissuração por região do compósito CG

durante os ensaios de tração direta. Obs. Desvio padrão (em parênteses).

(%) CG

I II III

0,5 42,9 (0,0) 57,1 (20,2) 42,9 (0,0)

1,0 57,1 (20,2) 114,3 (20,2) 42,9 (0,0)

1,5 85,7 (0,0) 142,9 (20,2) 85,7 (0,0)

2,0 128,6 (0,0) 185,7 (20,2) 114,3 (20,2)

0,5% 1,0% 1,5% 2,0% 2,5% 2,9%

CF01

CF02

CG

Figura 4.26 – Patamar de fissuração típico na tração dos compósitos CF01, CF02 e CG.

128

44..66 RREESSUUMMOO DDOO CCAAPPÍÍTTUULLOO 44

Neste trabalho, oito formulações de SHCC foram desenvolvidas. Todas as misturas

estudadas utilizavam em sua composição materiais (com exceção da fibra) produzidos

no Brasil. As variáveis estudadas foram teor de cinza volante, teor de areia e tamanho

do grão de areia.

Como pode ser visto, a partir dos resultados encontrados experimentalmente, todas as

misturas apresentaram comportamento de enrijecimento pós-fissuração quando

submetidos a esforços de tração direta (strain hardening) e flexão (deflection

hardening) juntamente com a formação de múltiplas micro-fissuras. Com destaque

especial para as misturas produzidas com areia de granulometria mais fina e altos teores

de cinza volante (1,2 vezes o teor de cimento), as quais apresentaram melhor

desempenho na tração direta, bem como na flexão e compressão.

O aumento do teor de areia melhorou como esperado a resistência à compressão e

módulo de elasticidade dos compósitos. Entretanto este aumento influência de forma

negativa o comportamento dúctil com redução da capacidade de deformação na tração.

No entanto, este efeito pode ser anulado com a introdução de cinza volante nas misturas.

A qual mostrou grandes benefícios em termo de aumento da capacidade de deformação

e máxima tensão pós-fissuração dos compósitos quando submetidos a esforços de tração

direta.

A capacidade de deformação média dos compósitos variou entre 1,0% e 3,0%, o qual é

de 100 a 300 vezes maior que a deformação na tração de um concreto comum sem

fibras e tensão máxima de tração entre 2,5 e 5,0MPa. Sob esforços de tração os

compósitos apresentaram um patamar de fissuração típico para estes tipos de

compósitos com densidade de fissuração média de até 186 fissuras por metro e com

abertura média inferior a 70µε.

Quando submetidos a esforços de flexão os compósitos produzidos também

apresentaram um comportamento bastante dúctil com deslocamento médio no meio do

vão entre 11 mm e 25 mm e tensão máxima entre 6,5 MPa e 10,5 MPa. O patamar de

fissuração dos compósitos foi caracterizado por apresentar múltiplas fissuras com

densidade média de até 230 fissuras por metro. Os compósitos também apresentaram

129

boa resistência à compressão, entre 25 MPa e 37MPa e módulo de elasticidade entre

15GPa e 21GPa.

Os diferentes tamanhos máximos de grão de areia utilizados (0,212mm e 1,180mm) nas

matrizes mostraram que as diferenças nos tamanhos do grão influenciam mais a

capacidade de deformação que a tensão do material, tendo em vista que o tamanho do

agregado influência diretamente na energia de fratura do material e propriedades de

interface fibra-matriz. Por exemplo, o compósito CG, produzido com agregado mais

grosso, apresentou, sob cargas de tração direta, capacidade de deformação em torno de

0,70 vezes a capacidade de deformação do compósito produzido com agregado mais

fino (CF01), entretanto, o valor da tensão máxima pós-fissuração não foi fortemente

alterado. Na flexão, no entanto, o deslocamento máximo do compósito CG é

equivalente a 0,48 vezes o deslocamento do compósito CF01 e a tensão máxima igual a

0,67 vezes a tensão máxima do compósito CF01.

A diferença de comportamento encontrada entre as diferentes misturas produzidas tem

relação direta com os materiais utilizados e as respectivas proporções, o que confirma a

teoria utilizada para o desenvolvimento de compósitos do tipo SHCC (ver item 2.2.1.1).

Contudo, estas diferenças de comportamento não inviabilizam a utilização dos

compósitos produzidos, uma vez que os compósitos apresentaram um bom

comportamento mecânico.

Dentre os compósitos produzidos, o compósito CF01, produzido com agregado mais

fino, foi o que obteve melhor desempenho entre todos os compósitos produzidos. Este

compósito apresentou valores de resistência à compressão igual a 36,3MPa, módulo de

elasticidade igual a 19 GPa. Na flexão o deslocamento máximo no meio do vão foi igual

a 24,2 mm e tensão máxima igual a 10,2 MPa. Com relação à tração direta, o compósito

apresentou capacidade de deformação aproximadamente igual a 3% e tensão máxima

igual a 2,9 MPa. Devido ao excelente desempenho deste compósito (CF01), ele foi

escolhido para os estudos subseqüentes realizados neste trabalho.

130

55 EESSTTUUDDOO DDAASS DDEEFFOORRMMAAÇÇÕÕEESS DDIIFFEERRIIDDAASS


Este capítulo apresenta os resultados do estudo das deformações diferidas de

compósitos do tipo SHCC. Serão apresentados os resultados dos ensaios de retração

autógena, retração por secagem, fluência na flexão e o comportamento no tempo de

compósitos fissurados mantidos sob carga constante. Todos os ensaios foram realizados

no compósito produzido com o compósito CF01, por apresentar o melhor desempenho

mecânico, dentre os compósitos desenvolvidos (ver capítulo 4).

55..22 RREETTRRAAÇÇÃÃOO AAUUTTÓÓGGEENNAA

Os ensaios de retração autógena foram realizados em corpos de prova selados até a

idade de 130 dias de idade. A perda de água máxima, medida durante os 130 dias de

ensaios, foi igual a 0,39% (desvio padrão igual a 0,04%). Nesse período pode-se dizer

que houve uma boa selagem dos corpos de prova, de modo que apenas retração

autógena ocorreu nas amostras durante esse período.

A Figura 5.1 mostra a curva média de retração autógena do compósito até 130 dias de

idade. Cada valor na curva representa a média de três amostras. O ensaio foi iniciado no

tempo correspondente ao patamar de percolação que ocorreu cerca de 9h e 30minutos

após o início da moldagem (ver item3.1.4.1.1).

Figura 5.1 – Curva média de retração autógena do SHCC.

0 20 40 60 80 100 120 140-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

Retr

ação

au

tóg

en

a (

Tempo (dias)

131

A Tabela 5.1 mostra os valores médios, com os respectivos desvios padrões entre

parênteses, de retração autógena do compósito e o percentual de retração em relação à

retração final (aos 130 dias de idade) para as idades de 1, 3, 7, 21, 28, 70, 90, 120 dias.

Tabela 5.1 – Resultados médios de retração autógena (RA) em diversas idades.

Idade (dias) RA (µ) RA/RA130 dias (%)

1,0 12,39 (63,86) 3,87

3,0 28,25 (59,75) 8,83

7,00 53,33 (53,27) 16,67

21,0 171,01 (12,85) 53,44

28,0 228,69 (6,71) 71,46

70,0 303,42 (10,89) 94,81

90,0 314,90 (9,68) 98,40

120,0 319,80 (6,14) 99,96

130,0 320,00 (8,42) 100,00

Obs.: Desvio padrão (em parênteses)

Os resultados obtidos mostram que a retração autógena do compósito aumentou

rapidamente até a idade de aproximadamente 28 dias. Nesta idade a deformação por

retração autógena é 71,5% do seu final (ver Tabela 5.1). Esta rápida retração está de

acordo com ACKER e ULM (2001), que relatam que neste período ocorre cerca de 60%

a 90% da retração autógena de matrizes cimentícias (concreto). A partir de 28 dias o

aumento da deformação autógena foi mais lento, com praticamente 95% da retração

autógena tendo ocorrido até a idade de 70 dias.

A correção na retração autógena da deformação de origem térmica foi realizada a partir

da medida da elevação de temperatura (ver Figura 5.2). A máxima temperatura foi

observada cerca de 20h após início da hidratação. A temperatura do corpo de prova

reduziu até estabilizar com a temperatura da sala climatizada (21 ± 1oC), o que

aconteceu em aproximadamente 3 dias. Observa-se também na Figura 5.2 que o tempo

correspondente ao fim do período de dormência é obtido com boa precisão pela curva

calorimétrica (em torno de 10h), corroborando com o tempo encontrado pelo método do

pulso ultra-sônico.

132

Figura 5.2 – Curva média de variação de temperatura do SHCC.

55..33 RREETTRRAAÇÇÃÃOO PPOORR SSEECCAAGGEEMM

Os ensaios de retração por secagem foram realizados em uma sala climatizada

(temperatura de 21°C ± 1°C e umidade de 50% ± 2%), com secagem nas 6 faces do

prisma. As curvas apresentadas na Figura 5.3 mostram a variação da retração por

secagem com o tempo tanto na escala linear quanto logarítmica. Cada valor na curva

representa a média de três amostras. O tempo zero representa o início de ensaio para as

duas situações (7 e 28 dias de cura).

A Tabela 5.2 mostra os valores médios, com os respectivos desvios padrões entre

parênteses, da retração por secagem do compósito e o percentual de retração em relação

à retração final (aos 120 dias de idade) para as idades de 1, 3, 7, 21, 28, 70, 90 dias.

0 20 40 60 80 10020

22

24

26

28

Tem

pera

tura

(oC

Tempo (h)

133

(a) (b)

Figura 5.3 – Curva média de retração para amostras sem selagem com início do ensaios

aos 7 e 28dias. (a) escala linear e (b) escala logarítmica.

Tabela 5.2 – Resultados médios de retração por secagem (RS) para as amostras com

início dos ensaios aos 7 e 28dias.

Tempo de cura

ao ar (dias) RS 7 dias (µ) RS/RS120 dias (%) RS 28 dias (µ) RS/RS120 dias (%)

3,0 413,20 (20,49) 21,50 276,98 (17,50) 26,04

7,0 803,77 (38,44) 41,82 426,67 (38,83) 40,11

14,0 1318,30 (42,47) 68,59 606,46 (53,75) 57,01

28,0 1577,57 (38,32) 82,08 783,59 (60,11) 73,67

90,0 1886,82 (20,18) 98,17 1021,13 (69,44) 96,00

120,0 1922,00 (20,00) 100,00 1063,71 (67,58) 100,00

Obs: Desvio padrão (em parênteses)

Observa-se na Figura 5.3a que as amostras que iniciaram as medidas de retração após 7

dias de cura apresentaram maior valor de retração que as amostras que iniciaram os

ensaios após 28 dias de cura. A retração por secagem após 120 dias de ensaio foi de

1922µ e 1064 µ, respectivamente para duas situações (ver Tabela 5.2).

A Figura 5.3b, em escala logarítmica, mostra que a taxa de retração diminui

rapidamente com o aumento do tempo de ensaio para as duas situações. A Figura 5.4

mostra a variação da taxa da retração por secagem com a idade das amostras juntamente

com as medidas de retração. Pode-se observar que a velocidade da retração das amostras

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180-2500

-2000

-1500

-1000

-500

0

Tempo de cura ao ar (dias)

início do ensaio: 7 dias


Ret

raçã

o p

or

seca

gem

(

0,1 1 10 100 1000-2500

-2000

-1500

-1000

-500

0 início do ensaio: 7 dias


Ret

raçã

o p

or

seca

gem

(


134

que iniciaram os ensaios aos 7 dias é maior que a velocidade de deformação por

retração das amostras que iniciaram os ensaios aos 28 dias. Essa diferença é maior nas

primeiras idades e menor à medida que a hidratação avança. Após cerca de 55 dias

ambos os compósitos retraem aproximadamente na mesma taxa, indicando que ambos

apresentam aproximadamente a mesma estrutura. Este tipo de comportamento também é

observado no gráfico da Figura 5.5a, onde após aproximadamente 55 dias de secagem

as amostras apresentam similares taxa de perda de água.

Figura 5.4 – Curvas da taxa de variação da retração por secagem em relação ao tempo

do compósito com início do ensaio aos 7 e 28dias.

Segundo AITCIN et al (1997) a retração de matriz cimentícia é principalmente

relacionada à sua porosidade e tamanho dos poros, bem como com a forma e

continuidade do sistema capilar na pasta de cimento hidratada. Amostras que iniciaram

os ensaios aos 7 dias de cura apresentam uma estrutura com poros capilares maiores que

as amostras que iniciaram os ensaios aos 28 dias, já que seu grau de hidratação era

menor. A água presente nos capilares maiores de amostras curadas por 7 dias aos

poucos vai sendo consumida no processo de hidratação. Além disso, conforme visto

anteriormente, a retração autógena na idade de 7 dias é apenas 16% da retração final,

enquanto que a amostra curada por 28 dias já tem 74% da sua deformação autógena

realizada. A retração por secagem em conjunto com uma expressiva parcela da retração

autógena que ainda estava por ocorrer fez com que a retração da amostra curada por

apenas 7 dias em água fosse aproximadamente 81% superior que a da amostra curada

por 28 dias antes do início da secagem.

0 50 100 150 200-2500

-2000

-1500

-1000

-500

0

Ret

raçã

o p

or

seca

gem

()

Tempo (dias)

28 dias

7 dias

-600

-400

-200

0

200

d(R

S)/

dt

135

A relação entre a água perdida e a retração é mostrada na Figura 5.5b. Observa-se que

ambas as curvas apresentam um trecho não linear seguido de um trecho linear. Segundo

NEVILLE (1997) uma correlação linear entre perda de água e retração é característico

de pastas puras de cimento, pois não há água capilar presente e somente é removida

água adsorvida. Entretanto, o compósito em estudo contém grandes quantidades de

poros capilares, em torno de 12% (ver item 7.3.3.1). O esvaziamento dos poros

capilares causa uma perda de água quase sem retração, porém, uma vez removida a água

capilar, tem lugar a remoção da água adsorvida causando retração. Devido a isto, a parte

final da curva é linear para as duas situações de estudo.

Comparando-se as duas situações na Figura 5.5b observa-se também que, para um

mesmo valor de perda de massa a retração é menor em amostras curadas por 7 dias que

em amostras curadas por 28 dias. Entretanto, a perda de água final é maior em amostras

curadas por 7 dias que em amostras curadas por 28 dias (Figura 5.5a).

Os altos valores de retração autógena e por secagem, observados para o SHCC são

devidos ao alto teor de materiais cimentícios e à ausência de agregado graúdo na

mistura.

(a) (b)

Figura 5.5 – Curva média de variação de massa de água com a idade de ensaio (a) e

relação da variação de massa de água com a retração por secagem.

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0 início do ensaio: 7 dias


Vari

ação

de m

ass

a d

e á

gu

a (

%


0 5 10 15 20 25 30 35 400

500

1000

1500

2000

2500 7 dias

28 dias

Ret

raçã

o p

or

seca

gem

(

Variação de massa de água (%)

136

55..44 FFLLUUÊÊNNCCIIAA NNAA FFLLEEXXÃÃOO

A Figura 5.6 mostra a curva de fluência (incluindo a deflexão elástica resultante da

aplicação da carga) na flexão para o SHCC. A curva deslocamento por fluência x tempo

é mostrada na Figura 5.7 (o valor do deslocamento elástico instantâneo foi deduzido dos

valores de deslocamento total). Cada valor na curva é a média de dois resultados

individuais.

Figura 5.6 – Curva média deslocamento total medido x tempo.

Figura 5.7 – Curva média deslocamento por fluência x tempo, medido no pórtico de

fluência ( sem o deslocamento instantâneo referente a aplicação da carga).

Observando-se a curva de fluência nota-se que nos primeiros dias de ensaio ocorre um

rápido aumento do deslocamento por fluência, após esta fase a taxa de deformação,

0 30 60 90 120 1500,0

0,5

1,0

1,5

2,0

Desl

ocam

en

to T

ota

l(m

m)

Tempo (dias)

0 30 60 90 120 1500,0

0,5

1,0

1,5

2,0

Desl

ocam

en

to p

or

flu

ên

cia

(m

m)

Tempo (dias)

137

mensurada pela inclinação da curva deslocamento x tempo, torna-se menor,

principalmente após cerca de 90 dias quando praticamente toda a fluência está

completa. Aos 118 dias, data da última leitura, o valor médio de deslocamento por

fluência é igual a 0,53 mm e o deslocamento específico (deslocamento por

fluência/tensão aplicada) é igual a 0,16 mm/MPa.

A Figura 5.8 ilustra a face inferior (tracionada) de uma amostra após 118 dias de ensaio.

É possível observar a ausência de fissuras visíveis na amostra.

Figura 5.8 – Fotografia da face inferior de uma das amostras utilizadas no ensaio de

fluência.

55..55 CCOOMMPPOORRTTAAMMEENNTTOO DDOO PPAADDRRÃÃOO DDEE FFIISSSSUURRAASS DDOO SSHHCCCC SSOOBB

CCAARRGGAA CCOONNSSTTAANNTTEE

Os ensaios foram iniciados aos 38 dias de idade em placas fissuradas até a primeira

fissura (PF-1F) e em placas fissuradas até 10mm (PF-10mm) de deslocamento no meio

do vão. Os ensaios foram realizados em duas amostras para cada situação. A Tabela 5.3

descreve o nível de fissuração das amostras e os valores das tensões utilizadas na

realização do ensaio.

A Figura 5.9 mostra as curvas de carregamento e descarregamento, realizadas nas

amostras na prensa de ensaios mecânicos para impor o nível desejado de fissuração nas

138

amostras. As linhas pontilhadas indicam o descarregamento das amostras. A forma

utilizada para descarregar as amostras foi realizada manualmente, ou seja, através da

finalização do ensaio e retirada da carga, e os respectivos valores residuais de

deslocamento (para as amostras descarregadas) foram anotados. Portanto, as linhas

pontilhadas, que indicam o descarregamento das amostras, não representam as curvas

exatas.

Tabela 5.3 – Deflexões e tensões impostas nas amostras

Nível de

fissuração das

amostras

Carregamento realizado na máquina

universal de ensaios

Tensão constante aplicada

no pórtico de fluência

cr (mm) cr (MPa) u (MPa) (MPa)

PF - 1F 0,35(0,02) 6,27 (0,13)

- 6,27

PF - 10mm 9,43(0,14) 6,27

Obs: Desvio padrão (em parênteses).

PF – 1F: amostras pré-fissuradas até a primeira fissura.

PF - 10mm: amostras pré-fissuradas até δ 10mm.

(a) (b)

Figura 5.9 – Curvas de carregamento e descarregamento realizados na prensa de ensaios

mecânicos para amostras (a) pré-fissuradas até a primeira fissura (PF-1F) e (b) pré-

fissuradas até =10mm (PF-10mm).

Observando-se as curvas acima nota-se que as amostras submetidas a uma deflexão de

10 mm (PF-10 mm) apresentaram um deslocamento residual de aproximadamente 5 mm

e as amostras carregadas até a primeira fissura (PF-1F) apresentaram deslocamento

residual (após descarregamento) de aproximadamente 0,13 mm.

0 2 4 6 8 10 120

2

4

6

8

10

12

Ten

são

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

0 2 4 6 8 10 120

2

4

6

8

10

12

Ten

são

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

139

A Figura 5.10 mostra a evolução do deslocamento médio total com o tempo. O

deslocamento total das amostras fissuradas refere-se ao deslocamento medido no pórtico

de fluência. Cada valor nas curvas é a média de dois resultados individuais.

Figura 5.10 – Curvas médias deslocamento total x tempo de amostras pré-fissuradas.

As curvas médias deslocamento x tempo para cada situação de ensaio são mostradas na

Figura 5.11. O valor do deslocamento instantâneo, o qual ocorreu durante a aplicação da

carga, foi deduzido dos valores de deslocamento total.

Figura 5.11 – Curvas médias deslocamento medido no tempo x tempo de ensaio de

amostras pré-fissuradas.

0 30 60 90 120 1500

5

10

15

Desl

ocam

en

to T

ota

l(m

m)

Tempo (dias)

PF-1F

PF-10mm

0 30 60 90 120 1500

1

2

3

4

5

6

7

Desl

ocam

en

to p

or

flu

ên

cia

(m

m)

Tempo (dias)

PF-1F

PF-10mm

140

Observa-se na Figura 5.11 que nos primeiros sete dias de ensaio ocorre um rápido

aumento do deslocamento sob carga constante das amostras, após esta fase a taxa de

deslocamento torna-se menor, principalmente para as amostras submetidas

anteriormente a um deslocamento imposto de 10mm. Observa-se também que o

aumento ao longo do tempo das deflexões das amostras PF-10mm é menor que o das

amostras PF-1F. Após 118 dias de ensaio os valores médios de deslocamento para as

amostras PF-1F e PF-10mm foram de, respectivamente, 4,37 e 1,96 mm.

É importante ressaltar que as amostras submetidas a uma deflexão de 10mm foram

carregadas no pórtico de fluência com a tensão de primeira fissura, cerca de 34% menor

que a máxima carga aplicada nas amostras na prensa de ensaios mecânicos.

O rápido aumento do deslocamento nesse tipo de ensaio pode ser explicado pelo

aumento do número de fissuras, pelo aumento da abertura de fissuras pré-existentes ou

pela combinação dos dois efeitos.

A Figura 5.12 mostra as curvas médias do número de fissuras e da abertura média de

fissuras no tempo para os dois casos estudados e a Tabela 5.4 os valores médios obtidos

a partir das curvas, para as idades de 1, 3, 7, 14, 80 e 118 dias de ensaios e os

respectivos desvios padrões (em parênteses). Também são apresentados os valores

máximos de abertura de fissuras.

Para o cálculo dos valores médios, foram utilizadas duas amostras para quantificação do

número de fissuras e de 3-5 fissuras para a medida dos valores de abertura de fissuras.

(a) (b)

Figura 5.12 – Curvas médias (a)número de fissuras x tempo e (b) abertura de fissura x

tempo.

0 30 60 90 120 1500

5

10

15

20

25

Nú

mero

de f

issu

ras

Tempo (dias)

PF-1F

PF-10mm

0 30 60 90 120 15040

50

60

70

80

90

100

Ab

ert

ura

de f

issu

ras

(m

)

Tempo (dias)

PF-1F

PF-10mm

141

Observando-se as curvas e os valores da Tabela 5.4 nota-se que a maior taxa de

formação de novas fissuras ocorreu nos primeiros 7 dias. Nota-se também que a

abertura de fissuras é mais expressiva nesse período, praticamente não aumentando

posteriormente. Até 7 dias de ensaio, aproximadamente 65% do número de fissuras aos

118 dias foram formadas em PF-1F e 94% em PF-10mm. Este tipo de comportamento

pode ser a causa, ou uma das causas, do aumento de deslocamento observado nas curvas

da Figura 5.11, as quais também apresentaram maior taxa de aumento de deslocamento

no tempo nos primeiros 7 dias. Comportamento similar, ao encontrado nesta pesquisa,

foi observado também por BOSHOFF et al (2009) para amostras submetidas a tração

direta.

Tabela 5.4 – Resultados médios do número de fissuras e abertura de fissuras para

diversos tempos de ensaio.

Tempo de

ensaio (dias)

Número médio de

fissuras

Abertura de fissuras (µm)

Valores médios Valores máximos

PF-1F PF-10mm PF-1F PF-10mm PF-1F PF-10mm

0 1,0 (0,0) 14,0 (0,0) - - - -

1 4,0 (1,4) 14,0 (0,0) 53,3 (5,3) 68,1 (12,7) 64 75

3 4,5 (0,7) 15,0 (0,0) 74,0 (4,0) 79,8 (10,0) 81 91

7 5,5 (0,7) 17,0 (0,7) 79,1 (5,1) 82,0 (5,1) 81 91

14 6,0 (0,0) 18,0 (0,0) 80,0 (5,3) 82,3(15,6) 82 92

80 8,0 (1,4) 18,0 (0,0) 80,4 (15,0) 82,4 (2,6) 82 92

118 8,5 (0,7) 18,0 (0,7) 81,3 (7,8) 82,6 (2,9) 86 92

Obs: Desvio padrão (em parênteses).

Os valores da Tabela 5.4, mostraram também que, as amostras PF-1F apresentaram um

maior número de fissuras formadas sob carga constante, que as amostras PF-10mm. O

número de fissuras formadas aos 118 dias de carga constante foi aproximadamente 8

fissuras em PF-1, enquanto somente 4 fissuras foram formadas em PF-10mm.

Com relação à abertura de fissuras, notou-se que, embora as amostras PF-10mm mesmo

apresentando quase três vezes o número de fissuras que as amostras PF-1F, ambas

apresentaram semelhantes valores de abertura média de fissuras (entre 80 e 83mm) após

142

7 dias de ensaio. No entanto, as amostras PF-10mm apresentaram maiores valores de

abertura máxima de fissuras que as amostras PF-1mm.

A Figura 5.13 mostra o processo de fissuração típico observado nas amostras PF-1F e

PF-10mm ao longo do tempo.

PF-10mm PF-1F

3

7

14

80

105

118

Figura 5.13 – Padrão de fissuração típico dos compósitos pré-fissurados, observados

durante o tempo de ensaios. (Tempo em dias)

143


Este capítulo tratou do estudo das deformações diferidas no tempo de compósitos do

tipo SHCC. Foram estudados os comportamentos de retração autógena, retração por

secagem, fluência na flexão e análise do padrão de fissuras de SHCC sob carga

constante. A partir dos resultados encontrados, as seguintes conclusões puderam ser

tiradas.

A retração autógena do compósito aumentou rapidamente até a idade de

aproximadamente 28 dias em virtude da reação de hidratação. A partir de 28 dias, o

aumento da deformação autógena foi mais lento, com praticamente 95% da retração

autógena tendo ocorrido até a idade de 70 dias. Quando comparado a retração autógena

de um concreto convencional feito com brita e altos valores de materiais cimentícios, o

valor obtido de retração autógena (cerca de 320µ ou 0,032%) neste trabalho não foi tão

elevado.

Com relação à retração por secagem, o alto teor de materiais cimentícios e a ausência de

agregado graúdo em compósitos SHCC fizeram com que este tipo de compósito

apresente maiores valores de retração por secagem (cerca de 1900µ ou 0,19% para

amostras curadas por 7 dias e cerca de 1060µ ou 0,106%, para amostras curadas por 28

dias), que valores comumente encontrados em concretos convencionais. Entretanto,

estes valores não comprometem o material, devido à alta capacidade de deformação que

o mesmo possui.

A retração por secagem em conjunto com uma expressiva parcela da retração autógena

que ainda estava por ocorrer fez com que a retração medida após sete dias de cura em

água fosse aproximadamente 81% superior que a retração de amostras após 28 dias de

cura.

Com relação aos ensaios de fluência, foi observado que a fluência de SHCC aumenta

rapidamente nos primeiros dias, após esta fase a taxa de deformação torna-se menor,


completa. Aos 118 dias, data da última leitura, o valor médio de deslocamento por

fluência foi igual a 0,53 mm.

Comportamento semelhante foi observado em amostras pré-fissuradas. Nos primeiros

sete dias de ensaio ocorreu um rápido aumento do deslocamento sob carga constante das

amostras fissuradas, devido ao aumento do número de fissuras, aumento da abertura de

144

fissuras pré-existentes ou pela combinação dos dois efeitos. Após esta fase a taxa de

deslocamento tornou-se menor, principalmente para as amostras submetidas

anteriormente a um deslocamento imposto de 10mm, a qual apresentou um

comportamento mais estável que as amostras pré-fissuradas até a primeira fissura. É

importante ressaltar que as amostras submetidas a uma deflexão de 10mm foram

carregadas no pórtico de fluência com a tensão de primeira fissura, cerca de 34% menor

que a máxima carga aplicada nas amostras na prensa de ensaios mecânicos.

145

66 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS TTÉÉRRMMIICCAASS


Este capítulo apresenta os resultados do estudo das propriedades térmicas do compósito:

calor específico, difusividade térmica, condutividade térmica, coeficiente de dilatação

térmica e a elevação adiabática da temperatura. Todos os ensaios foram realizados no

compósito produzido com a mistura CF01, por apresentar o melhor desempenho

mecânico, dentre os compósitos desenvolvidos (ver capítulo 4).

66..22 CCAALLOORR EESSPPEECCÍÍFFIICCOO

Calor específico é a quantidade de calor que cada grama de uma substância necessita

trocar para variar sua temperatura em 1ºC. Quanto menor o calor específico de uma

substância, mais facilmente ela pode sofrer variações em sua temperatura. Assim, o

calor específico é uma propriedade que influencia a capacidade de ―armazenamento‖ de

calor de um material.

O ensaio de calor específico foi realizado no compósito na condição de saturado com

superfície seca (SSS). A partir dos resultados encontrados foram obtidos valores para a

condição de 20% de saturação do corpo de prova. A Figura 6.1 ilustra as variações dos

valores de calor específico do compósito com a temperatura de ensaio para as duas

condições de estudo. Os valores representados nas curvas foram obtidos do ensaio

realizado em dois corpos de provas nas temperaturas variando entre 29°C e 65°C.

Através dos dados foram ajustadas curvas lineares para a obtenção do valor do calor

específico nas temperaturas iguais a 25°C, 40°C e 55°C para as condições SSS e 20%

de saturação. Os valores obtidos estão representados na Tabela 6.1.

146

Figura 6.1 – Variação do calor específico com a temperatura para as condições 100% de

saturação e 20% de saturação.

Observa-se nos valores da Tabela 6.1 que o calor específico do compósito aumenta com

o aumento da temperatura de ensaio. Os valores encontrados variaram entre 1381 - 1595

J/kg. K para a condição saturada com superfície seca e 1067-1306 J/kg.K para a

condição de 20% de saturação.

Tabela 6.1 – Valores do calor específico do compósito com a temperatura para duas

condições: saturado com superfície seca (SSS) e 20% de saturação.

Temperatura

média (°C)

Calor específico

Cal/g.°C J/ kg .K

SSS 20% SSS 20%

25 0,330 0,255 1381 1067

40 0,355 0,283 1486 1185

55 0,381 0,312 1595 1306

Segundo BAZANT (1996) O calor específico do concreto em temperaturas ambientes

pode variar entre 500 a 1130 J/kg. K. Adicionalmente ele cita que o tipo de agregado, as

proporções da mistura e a idade do ensaio não tem grande influência no valor do calor

específico, contudo o principal fator que afeta o calor específico em temperaturas

ambientes é o teor de umidade do corpo de prova durante o ensaio.

20 30 40 50 60 70 800,1

0,2

0,3

0,4

0,5 100% saturação

20% saturação

Cal

or

esp

ecíf

ico

(ca

l/g

.oC

)

Temperatura (oC)

147

VEJMELKOVÁ et al (2009) encontrou em ensaios realizados na temperatura ambiente

com compósitos cimentícios reforçados com fibras híbridas de PVA valores entre 830 e

910 J/kg. K para o calor específico do compósito nas condições seca e níveis de

saturação iguais a 6% e 7%.

66..33 DDIIFFUUSSIIVVIIDDAADDEE TTÉÉRRMMIICCAA

A difusividade térmica é um índice que permite avaliar a capacidade de um material

difundir ou dispersar calor em todas as direções de um maciço e indica a facilidade com

que este material é capaz de sofrer variações de temperatura (NBR 12818, 1993).

Os ensaios foram realizados para dois corpos de prova em três diferentes temperaturas,

20°C, 40°C e 60°C. Os resultados experimentais e respectivos desvios padrões, em

parênteses, são apresentados na Tabela 6.2.

Tabela 6.2 – Valores de difusividade térmica do compósito com a temperatura de

ensaio. Desvio padrão (em parênteses).

Difusividade térmica (m2/dia)

20°C 40°C 60°C

0,0447 (0,0029) 0,0512(0,0015) 0,0509 (0,0019)

Análise estatística realizada nos resultados dos ensaios revelou que não houve, para o

compósito estudado, variação expressiva nos resultados de difusividade ao se alterar a

temperatura de ensaio. Os valores encontrados se encontram na faixa entre 0,044-0,052

m2/dia.

Segundo NEVILLE (1997), o intervalo de valores típicos de difusividade térmica de

concretos está entre 0,048m2/dia e 0,144m

2/dia, dependendo do tipo de agregado e

temperatura.

148

66..44 CCOONNDDUUTTIIVVIIDDAADDEE TTÉÉRRMMIICCAA

A habilidade de um material conduzir calor é medida por sua condutividade térmica.

Segundo BAZANT (1996), a condutividade térmica do concreto em temperaturas

ambientes depende de vários fatores, entre os quais os mais importantes são a

condutividade térmica do agregado e o teor de umidade do corpo de prova no momento

do ensaio.

Os valores de condutividade térmica foram obtidos indiretamente através dos resultados

experimentais de calor específico e difusividade térmica, utilizando a Equação (3.15)

citada no item 3.1.5.4. Os valores de condutividade térmica foram calculados para a

condição saturada com superfície seca e 20% saturado e são apresentados na Tabela 6.3

para cada nível de temperatura estudado no ensaio de difusividade térmica.

Tabela 6.3 – Valores de condutividade térmica do compósito com a temperatura de

ensaio.

Temperatura média (°C) Condutividade térmica (W/m

.K)

SSS 20% saturado

20 1,17 0,90

40 1,49 1,19

60 1,62 1,34

Os valores de condutividade térmica variaram entre 1,17 e 1,62 W/m .K para a condição

saturado com superfície seca e 0,90 a 1,34 W/m .K para a condição 20% de saturação.

Estes resultados estão dentro do esperado para este tipo de material.

VEJMELKOVÁ et al (2009) encontraram valores para a condutividade térmica de

compósitos cimentícios reforçados com fibras hibridas de PVA entre 1,05 e 1,58 W/m K

para amostras ensaiadas na temperatura ambiente com teores de umidade até 7,2%.

Adicionalmente, VEJMELKOVÁ et al (2009) citam que os valores de condutividade

térmica aumentam com o aumento do teor de umidade do material.

149

66..55 CCOOEEFFIICCIIEENNTTEE DDEE DDIILLAATTAAÇÇÃÃOO TTÉÉRRMMIICCAA

O ensaio para a determinação do coeficiente de dilatação térmica fornece a relação entre

a variação linear por unidade de comprimento e a variação de temperatura que a

provocou. Os ensaios foram realizados em dois corpos de prova aos 28 dias de idade

utilizando-se três diferentes temperaturas (20°C, 40°C e 4°C). Os resultados dos ensaios

permitiram a obtenção dos valores médios do coeficiente de dilatação térmica do

compósito. Os valores obtidos e respectivos desvios padrões estão apresentados na

Tabela 6.4.

Tabela 6.4 – Valores do coeficiente de dilatação térmica do compósito para três

diferentes temperaturas de ensaio. Desvio padrão (em parênteses).

Coeficiente de dilatação térmica (x10-6

°C-1

)

20°C - 40°C 40°C - 20°C 20°C - 4°C 4°C - 20°C médio

10,35 (2,80) 12,66(1,59) 9,38 (0,74) 13,68 (0,007) 11,52 (1,99)

Os resultados obtidos, apresentados na Tabela 6.4, foram considerados estatisticamente

iguais, com um valor médio de coeficiente de dilatação térmica igual a 11,52x10-6

/°C, o

qual está muito próximo de valores de materiais cimentícios encontrados na literatura

(BAZANT, KAPLAN, 1996).

66..66 EELLEEVVAAÇÇÃÃOO AADDIIAABBÁÁTTIICCAA DDAA TTEEMMPPEERRAATTUURRAA

O ensaio de elevação adiabática mede a elevação da temperatura gerada pela hidratação,

sem que haja troca de calor entre o corpo de prova e o ambiente. A Figura 6.2 apresenta

as curvas de elevação adiabática da temperatura do compósito até 21 dias de idade. Os

resultados de elevação adiabática, coeficiente de elevação adiabática e fluxo de

liberação de calor estão sumarizados na Tabela 6.5. O valor de elevação adiabática

refere-se à amplitude máxima de temperatura obtida para o material, o valor do

coeficiente de elevação adiabática foi calculado dividindo-se a elevação adiabática pela

quantidade de material cimentício. O fluxo de liberação de calor na primeira hora de

ensaio refere-se a elevação adiabática da temperatura com 1h de ensaio.

150

Figura 6.2 – Curvas de elevação adiabática da temperatura do compósito.

O comportamento térmico do material pode ser observado na Figura 6.2. Nota-se que

nas primeiras 24 horas de ensaio o desprendimento de calor é pequeno. Posteriormente,

o material libera maior quantidade de calor. Com 24 h de ensaio, observa-se que

somente 0,12% do valor total de elevação adiabática é alcançado, enquanto que, em

aproximadamente 34 horas a mistura alcançou 50% da elevação máxima da

temperatura. O tempo necessário para o alcance de 80% da elevação máxima é igual a

42 h do início do ensaio. O baixo desprendimento de calor nas primeiras 24 horas pode

ser atribuído ao alto teor de superplastificante da mistura.

Observa-se na Tabela 6.5 que a elevação de temperatura do compósito é

aproximadamente 61°C, após 21 dias de ensaio adiabático. Os coeficientes de elevação

adiabática, o qual representa a razão entre a elevação adiabática da temperatura e o

consumo de material cimentício é igual a 0,0549°C.m3/kg e o fluxo de liberação de

calor igual a 0,20°C/h.

Tabela 6.5 – Características térmicas dos concretos.

Características

Temperatura inicial (°C) 26,9

Elevação adiabática de temperatura (°C) 60,96

Coeficiente de elevação adiabática (°C.m3/kg) 0,0549

Elevação adiabática/consumo de cimento (°C.m3/kg) 0,1207

Fluxo de liberação de calor (°C/h) 0,20

0 5 10 15 20 25 300

20

40

60

80

Ele

vação

ad

iab

áti

ca d

e t

em

pera

tura

(oC

)

Tempo (dias)

0,01 0,1 1 10 1000

20

40

60

80

Ele

vação

ad

iab

áti

ca d

e t

em

pera

tura

(oC

)

Tempo (dias)

151

O valor da elevação adiabática de temperatura encontrado no presente estudo não pode

ser comparado a outros resultados encontrados, pois a elevação da temperatura do

material depende fortemente do teor de material cimentício e fator água/cimento. Além

do que, os poucos trabalhos de pesquisas relatados no mundo cientifico, a utilizarem

calorímetro adiabático, se baseiam em concretos convencionais e concretos reforçados

com fibras (FRC).


Os resultados apresentados neste capítulo podem ser resumidos da seguinte forma:

O calor específico do compósito aumentou com o aumento da temperatura de ensaio. Os

valores encontrados variaram entre 1381 e 1595 J/kg. K para a condição saturada com

superfície seca e 1067 e 1306 J/kg.K para a condição de 20% de saturação. Ao contrário

da difusividade térmica, a qual não apresentou variação expressiva nos resultados ao se

alterar a temperatura de ensaio. Os valores encontrados se encontram na faixa entre

0,044 e 0,052 m2/dia.

Os valores de condutividade térmica variaram entre 1,17 - 1,62 W/m .K para a condição

saturado com superfície seca e 0,90- 1,34 W/m .K para a condição 20% de saturação

dependendo da temperatura de ensaio.

Os resultados obtidos para o coeficiente de dilatação térmica, para as diferentes

temperaturas de ensaio, foram considerados estatisticamente iguais, com um valor

médio igual a 11,52x10-6

/°C, o qual está muito próximo de valores de materiais

cimentícios encontrados na literatura.

O comportamento de elevação adiabática de temperatura do compósito no tempo

mostrou ser muito lento nas primeiras 24 horas de ensaio. Posteriormente, o material

libera maior quantidade de calor. A elevação adiabática de temperatura do compósito é

aproximadamente 61°C, após 21 dias de ensaio adiabático.

152

77 EESSTTAABBIILLIIDDAADDEE TTÉÉRRMMIICCAA DDAA FFIIBBRRAA DDEE PPVVAA

EE DDEE CCOOMMPPÓÓSSIITTOOSS DDOO TTIIPPOO SSHHCCCC


Este capítulo trata do estudo da degradação de origem térmica da fibra de PVA e de

compósitos do tipo SHCC reforçados com esse tipo de fibra. Os estudos foram

realizados no compósito desenvolvido com a mistura CF01. Este compósito foi

escolhido, para este estudo, por apresentar o melhor desempenho mecânico, dentre os

compósitos desenvolvidos (ver capítulo 4).

77..22 EESSTTAABBIILLIIDDAADDEE TTÉÉRRMMIICCAA DDAA FFIIBBRRAA DDEE PPVVAA

77..22..11 AANNÁÁLLIISSEE PPOORR TTGG//DDTTGG EE DDSSCC DDAA FFIIBBRRAA DDEE PPVVAA

As curvas de TG/DTG e DSC da fibra de PVA são apresentadas na Figura 7.1. A curva

de TG mostra a perda de massa com a temperatura da fibra, enquanto a de DTG a taxa

de variação da sua perda de massa. A partir da curva de DSC é possível observar

fenômenos associados à troca de energia do sistema, como ponto de fusão do material.

(a) (b)

Figura 7.1 – Análise térmica realizada na fibra de PVA. (a) curvas de TG/DTG e

(b) curva de DSC.

0 200 400 600 800 10000

20

40

60

80

100

-10

-8

-6

-4

-2

0

2

DTG

TG

(%

)

Temperatura (ºC)

TG

370ºC

DT

G (

%/m

in)

Temperatura de

decomposição:

256ºC

0 100 200 300 400 500 600-30

-20

-10

0

10

20

258ºC

Tg: 220ºC

356ºC

DS

C (

mW

)

Temperatura (ºC)

TF:240ºC

En

do

153

É possível observar na Figura 7.1a que o processo de decomposição da fibra ocorre em

dois estágios. No primeiro observam-se, inicialmente, perdas de massa em virtude da

eliminação da água livre da amostra (até 110°C) acompanhada pela evaporação de

alguns produtos voláteis até a temperatura de aproximadamente 250°C. Até esta

temperatura os produtos responsáveis pela perda de massa são a água, e menores

quantidades de dióxido de carbono, monóxido de carbono, acetona e etanol

(TSUCHIYA, SUMI 1969, DAUDE et al, 1996). Ainda neste estágio ocorre o início do

amolecimento (220°C) e fusão da fibra (240°C), como mostra o pico endotérmico na

curva de DSC (Figura 7.1b).

O segundo estágio é caracterizado pelo início do processo de degradação da fibra. Esse

estágio se inicia a uma temperatura de aproximadamente 256°C e vai até a temperatura

de 370°C (Figura 7.1a). No segundo estágio os materiais não degradados no primeiro

estágio são degradados para produzir carbono e hidrocarbonetos com aparecimento do

pico na temperatura de 356°C, como mostra a curva de DSC (Figura 7.1b). Na

temperatura de 500°C a perda de massa observada é de aproximadamente 73% da massa

inicial. Após esta fase, a perda é mínima. A perda de massa total da amostra ao fim da

análise (750ºC) foi igual a 74,42% da massa inicial da fibra.

O DSC da fibra de PVA, mostrado na Figura 7.1b, apresenta um discreto pico

endotérmico entre 60ºC – 110ºC referente à perda de água livre presente na fibra e

outros dois picos endotérmicos maiores em 240°C, referente ao processo de fusão e

início do processo de degradação (256°C) e o segundo em 356ºC, devido ao processo de

decomposição da fibra.

As Figuras 7.2 a 7.8 apresentam imagens por microscopia e por fotografias com câmera

digital da fibra de PVA antes e após exposição a diferentes níveis de temperaturas.

Observam-se alterações visuais nas fibras com o aquecimento. Estas alterações

praticamente não são visíveis até a temperatura de 110ºC (ver Figura 7.4). A partir da

temperatura de 145ºC uma alteração na cor da fibra é visível (ver Figura 7.5 e Figura

7.6). A partir de 220ºC, as mudanças são mais acentuadas e ocorrem alterações na cor e

textura (ver Figura 7.7). Para a temperatura de 250ºC, além das mudanças na cor e

textura, ocorrem também mudanças na forma dos fios (ver Figura 7.8), indicando

realmente que a fibra atingiu o seu ponto de fusão.

154

Figura 7.2 – Imagens por microscopia e câmera digital da fibra de PVA sem

aquecimento.


aquecimento a 90o C.


aquecimento a 110oC.

155







156



77..22..22 MMUUDDAANNÇÇAASS NNAA MMAASSSSAA EESSPPEECCÍÍFFIICCAA DDAA FFIIBBRRAA DDEE PPVVAA CCOOMM AA

EEXXPPOOSSIIÇÇÃÃOO AA AALLTTAASS TTEEMMPPEERRAATTUURRAASS

Foram realizados ensaios de massa específica na fibra de PVA com o objetivo de

analisar mudanças ocorridas na massa específica da fibra após exposição às

temperaturas de 90, 110, 145, 190, 220 e 250ºC. A Figura 7.9 mostra a variação da

massa específica com a temperatura de exposição e a Tabela 7.1 apresenta os valores

residuais de massa específica e respectivos desvios padrões (em parênteses).

Figura 7.9 – Variação da massa específica da fibra com a temperatura de exposição.

Tabela 7.1 – Valores residuais de massa específica da fibra de PVA.

0 50 100 150 200 250 3001,30

1,31

1,32

1,33

Mass

a E

specíf

ica (

g/c

m3)

Temperatura (oC)

157

T(ºC) Massa específica (g/cm3)

22 1,3091(0,0006)

90 1,3102(0,0007)

110 1,3114(0,0007)

145 1,3118(0,0004)

190 1,3165(0,0005)

220 1,3186(0,0007)

250 1,3220(0,0011)


É possível observar pelos resultados encontrados que a temperatura aumentou

levemente os valores de massa específica da fibra. Até 220ºC, temperatura

correspondente ao início do amolecimento da fibra, o aumento da massa específica foi

de apenas 0,73%, provavelmente devido à evaporação de produtos voláteis presente na

fibra. O aumento máximo observado foi de cerca de 1,0% para temperatura de 250ºC.

77..22..33 VVAARRIIAAÇÇÃÃOO DDAA RREESSIISSTTÊÊNNCCIIAA ÀÀ TTRRAAÇÇÃÃOO DDAA FFIIBBRRAA DDEE PPVVAA AAPPÓÓSS

EEXXPPOOSSIIÇÇÃÃOO ÀÀ AALLTTAASS TTEEMMPPEERRAATTUURRAASS

Os ensaios de resistência à tração realizados na fibra de PVA, após exposição das fibras

a diferentes níveis de temperatura, permitiram a obtenção das seguintes propriedades

residuais: resistência à tração (ζf), módulo de elasticidade inicial (Ei) e deformação

máxima de ruptura (εu). Os valores residuais são apresentados na Tabela 7.2, juntamente

com os respectivos desvios padrões (em parênteses). As curvas tensão x deformação

típicas são apresentadas na Figura 7.10.

158

Tabela 7.2 – Valores residuais do módulo de elasticidade, resistência à tração e

deformação na ruptura da fibra de PVA.

T(ºC) Ei (GPa) f (MPa) u (%)

22 39,24(1,91) 1583,46(40,96) 5,95(0,37)

90 36,71(1,86) 1440,15(21,39) 5,91(0,35)

110 34,51(1,82) 1305,25(48,98) 5,95(0,27)

145 34,41(1,02) 1261,61(21,31) 5,97(0,35)

220 21,15(0,96) 582,21(20,12) 5,32(0,58)

Obs.: Desvio padrão (em parênteses);

Ei refere-se ao módulo de elasticidade, medido no trecho inicial das

curvas. (primeira inclinação).

Figura 7.10 – Curvas tensão – deformação da fibra de PVA após aquecimento a

diferentes níveis de temperatura.

Observa-se que com o aumento da temperatura ocorreu redução da resistência e rigidez

da fibra, enquanto o alongamento máximo praticamente não foi alterado. A Figura 7.11

apresenta os valores normalizados (em relação aos valores obtidos para as amostras não

submetidas a elevadas temperaturas) do módulo de elasticidade, resistência a tração e

deformação de ruptura da fibra de PVA com a temperatura de aquecimento.

Observa-se que a degradação da fibra é progressiva com o aumento da temperatura. Até

145ºC a taxa de degradação é mais lenta. Nesta temperatura, foram observadas reduções

de 12,3% e 20,3% nos valores do módulo de elasticidade e da resistência,

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 100

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800 22

oC

90oC

110oC

145oC

220oC

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

159

respectivamente, quando comparados com os respectivos valores das amostras sem

aquecimento. Após 145ºC, a taxa de degradação aumenta. Para as amostras submetidas

a uma temperatura de 220ºC, o módulo de elasticidade foi reduzido praticamente a

metade (redução de aproximadamente 46%) e a resistência à tração foi reduzida em

quase três vezes (2,73 vezes).

(a) (b)

(c)

Figura 7.11 – Variação do (a) módulo de elasticidade, (b) resistência à tração e (c)

deformação máxima (c) da fibra de PVA com a temperatura de exposição.

Os resultados obtidos também mostraram que os valores de deformação máxima da

fibra não sofreram alterações significativas até 145ºC. Porém, quando aquecida a 220ºC,

a deformação foi reduzida em 10,6% do seu valor de referência. As fibras submetidas a

250ºC fundiram e, portanto, ensaios mecânicos não puderam ser realizados.

0 50 100 150 200 250 3000

20

40

60

80

100

120

E/E

22

ºC (

%)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 3000

20

40

60

80

100

120

f/

f_2

2ºC

(%

)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 3000

20

40

60

80

100

120

u/

u_

22

ºC (

%)

Temperatura (ºC)

160

77..33 EESSTTAABBIILLIIDDAADDEE TTÉÉRRMMIICCAA DDOO SSHHCCCC

77..33..11 AANNÁÁLLIISSEE PPOORR TTGG//DDTTGG

A Figura 7.12 mostra o gráfico de perda de massa (TG) e a curva de taxa de perda de

massa (DTG) realizada em uma placa de dimensão 13x60x200 mm (espessura x largura

x comprimento) do compósito após 28 dias de cura.

Figura 7.12 – Curvas TG/DTG do compósito.

É possível observar na curva de TG a presença de um primeiro patamar de perda de

massa referente à secagem inicial da amostra realizada a 40ºC, com o objetivo de perder

a água livre. Nas curvas DTG foram observados os seguintes picos característicos: o

primeiro pico entre 50 – 340ºC é característico da decomposição do CSH e etringita e

também ao início da decomposição da fibra (256ºC), O segundo pico, entre 350 - 550°C,

refere-se a desidratação do hidróxido de cálcio e em menor escala a decomposição da

fibra, por último, dois discretos picos entre 600-880ºC característicos da

descarbonatação do carbonato de cálcio. A perda de massa ao final do ensaio (950ºC)

foi aproximadamente 30%, sendo que 11% foi referente a água livre na amostra

(secagem inicial) e 19% referente ao processo de decomposição do compósito.

0 200 400 600 800 10000

20

40

60

80

100

TG

(%

)

Temperatura (ºC)

-0,10

-0,08

-0,06

-0,04

-0,02

0,00

DT

G (

%/m

in)

TG

DTG

161

77..33..22 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS MMEECCÂÂNNIICCAASS RREESSIIDDUUAAIISS DDOO SSHHCCCC AAPPÓÓSS EEXXPPOOSSIIÇÇÃÃOO

AA AALLTTAASS TTEEMMPPEERRAATTUURRAASS

7.3.2.1 Comportamento tensão x deformação na tração direta

As Figuras 7.13 a 7.15 mostram as curvas típicas tensão x deformação obtidas dos

ensaios de tração direta. Na Tabela 7.3 são apresentados os valores médios de

deformação (cc) e tensão de primeira fissura (cc), capacidade de deformação (u) e

máxima tensão pós-fissuração (pc), juntamente com os respectivos desvios padrões (em

parênteses). Cada valor na tabela é a média de cinco resultados experimentais.

Figura 7.13 – Curvas tensão x deformação na tração direta do compósito sem

aquecimento e aquecido a 90°C.


110°C e 145°C.

0 1 2 3 4 5 60

1

2

3

4

5

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

22ºC

0 1 2 3 4 5 60

1

2

3

4

5

T

ensã

o (

MP

a)

Deformação (%)

90ºC

0 1 2 3 4 5 60

1

2

3

4

5

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

110ºC

0 1 2 3 4 5 60

1

2

3

4

5

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

145ºC

162


190°C e 250°C.

Observando-se as curvas apresentadas, nota-se uma mudança gradual no

comportamento tensão x deformação do compósito com a exposição a altas

temperaturas. Os valores de tensão de primeira fissura aumentaram levemente

(acréscimo máximo de 5,4% para a temperatura de exposição de 250ºC) enquanto que

os valores de tensão e deslocamento pós-fissuração dos compósitos diminuíram

gradualmente com o aumento da temperatura de exposição das amostras. A temperatura

afetou fortemente a capacidade de deformação dos compósitos, principalmente para a

temperatura de 250ºC quando a fibra de PVA perdeu a sua capacidade de reforço,

devido ao processo de fusão da fibra.

Tabela 7.3 – Resultados dos ensaios de tração direta do compósito após exposição à

altas temperatura.

T (ºC)

Módulo de

elasticidade na tração Valores de primeira fissura


fissuração

Et (GPa) cc (MPa) cc(%) pc(MPa) u(%)

22 18,53(0,92) 2,12(0,23) 0,0147(0,007) 2,90(0,22) 2,98(0,22)

90 16,73(0,70) 2,20(0,16) 0,0163(0,004) 3,01(0,14) 2,91(0,15)

110 16,35(0,64) 2,21(0,13) 0,0178(0,008) 2,64(0,05) 1,40(0,06)

145 15,95(0,77) 2,23(0,09) 0,0179(0,002) 2,65(0,09) 1,41(0,10)

190 15,50(0,87) 2,21(0,03) 0,0181(0,004) 2,42(0,14) 0,42(0,08)

250 11,53(0,87) 2,23(0,17) 0,0173(0,002) 0,92(0,13) 0,24(0,04)



0 1 2 3 4 5 60

1

2

3

4

5

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

190ºC

0 1 2 3 4 5 60

1

2

3

4

5

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

250ºC

163

A Figura 7.16 apresenta a variação da tensão (cc) e deformação (cc) de primeira fissura

com a temperatura. É possível observar que nenhuma mudança significativa é observada

nos valores de tensão de primeira fissura até a temperatura de 250ºC. Para a deformação

de primeira fissura, no entanto, observa-se que a temperatura aumentou

significativamente os seus valores. Até 110ºC, o aumento observado foi cerca de 21%

em relação a amostra de referência (sem aquecimento). Após 110ºC nenhuma mudança

significativa foi observada entre os valores de cc.

(a) (b)

Figura 7.16 –Variação da (a) tensão de primeira fissura e (b) deformação de primeira

fissura na tração direta com a temperatura de exposição (valores normalizados em

relação aos respectivos valores de referência).

Mudanças na ductilidade do compósito com o aumento da temperatura podem ser

observadas pelos valores da capacidade de deformação (εu) e tensão máxima pós-

fissuração (ζpc) do compósito.

Na Figura 7.17 apresenta-se a variação da máxima tensão pós-fissuração e da

capacidade de deformação do compósito em função da temperatura de exposição.

Observando-se os resultados nota-se um pequeno acréscimo (de aproximadamente

3,6%) na máxima tensão pós-fissuração para a temperatura de 90ºC. O deslocamento

máximo, correspondente ao ponto onde ocorre a localização, no entanto, não apresentou

mudanças significativas para este nível de temperatura. Até a temperatura de 145ºC a

máxima carga pós-fissuração se mantém em cerca de 92% daquela observada para a

0 50 100 150 200 250 30040

60

80

100

120

140

160

cr/

cr_

22

oC (

%)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 30040

60

80

100

120

140

160

cr/

cr_

22

oC (

%)

Temperatura (ºC)

164

mistura de referência. Nota-se, porém, que a capacidade de deformação já experimenta,

para essa temperatura, uma expressiva redução no seu valor (aproximadamente 52,6%).

(a) (b)

Figura 7.17 – Variação da (a)tensão máxima pós-fissuração e (b)capacidade de

deformação na tração direta com a temperatura de exposição (valores normalizados em

relação aos respectivos valores de referência).

Para a temperatura de exposição de 190ºC, apesar do compósito ainda ser capaz de

manter a carga de primeira fissura (pc é maior que cc - ver Tabela 7.3), a capacidade

de deformação já é bastante inferior à da mistura de referência (a deformação na

localização é de apenas cerca de 15% da capacidade de deformação da mistura de

referência). Quando exposto a temperatura de 250ºC, um comportamento de

amolecimento pós-fissuração é observado, A redução de εu e ζpc são de

aproximadamente 92,2% e 68,3%, respectivamente, em relação aos valores de

referência. Isso ocorre devido à forte degradação da fibra de PVA nessa temperatura.

A redução na capacidade de deformação do compósito com o aumento da temperatura

pode ser explicada pelas modificações ocorridas tanto na estrutura da fibra (ver item

7.2) quanto da matriz, o que pode ter afetado as características da interface fibra-matriz

e, conseqüentemente, a aderência fibra-matriz.

A variação do módulo de elasticidade com a temperatura de exposição é apresentada na

Figura 7.18. Observa-se que o módulo de elasticidade experimentou uma redução inicial

(após exposição a uma temperatura de 90ºC) de cerca de 10%. A taxa de degradação do

módulo até a temperatura de 190ºC é pequena, observando-se, nessa temperatura, uma

0 50 100 150 200 250 3000

20

40

60

80

100

120

u/

u_

22

oC(%

)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 3000

20

40

60

80

100

120

u/

u_

22

oC(%

)

Temperatura (ºC)

165

redução de 16,4%. Quando o compósito foi submetido a uma temperatura de 250°C

ocorreu uma redução mais expressiva do módulo de elasticidade (redução de

aproximadamente 38% em relação ao valor de referência (amostras sem aquecimento).

Esta redução do módulo de elasticidade no compósito para a temperatura de 250°C está

associada principalmente ao processo de fusão e de decomposição da fibra de PVA que

se inicia a partir dos 220 oC.

Figura 7.18 – Variação do módulo de elasticidade medido na tração direta com a

temperatura de exposição (valores normalizados em relação aos valores de referência).

77..33..22..11..11 PPRROOCCEESSSSOO DDEE FFRRAATTUURRAA NNAA TTRRAAÇÇÃÃOO DDIIRREETTAA

A análise do processo de fissuração das amostras aquecidas a diferentes níveis de

temperatura e submetidas a carregamento de tração direta foi feita com base nos valores

da densidade de fissuração (número de fissuras por metro) e nos valores de abertura de

fissura. A Figura 7.19 apresenta as curvas médias de densidade de fissuração x

deformação dos compósitos aquecidos e de referência (22ºC). Na Tabela 7.4

apresentam-se os valores médios da densidade de fissuração para os níveis de

deformação iguais a 0,5%, 1,0%, 1,4%, 2,0%, 2,5% e 2,9%. A densidade de fissuração

foi calculada para três amostras em uma área de 30 x 70 mm.

0 50 100 150 200 250 3000

20

40

60

80

100

120

ET/E

T_

22

oC (

%)

Temperature (ºC)

166

Figura 7.19 – Variação da densidade de fissuração com a deformação dos compósitos

para as diferentes temperaturas estudadas.

Observando-se as curvas apresentadas na Figura 7.19 nota-se que até cerca de 1% de

deformação a densidade de fissuração não apresenta grandes variações para

temperaturas de exposição de até 145ºC. Para o nível de deformação de 1,4% a

capacidade do compósito aquecido até 145ºC de formar fissuras é reduzida em até 35-

40% (ver Tabela 7.4).

Tabela 7.4 – Sumário da densidade de fissuração do compósito aquecido e não aquecido

para diferentes níveis de deformação durante ensaios de tração direta.

Deformação (%) Densidade de fissuração média (DP)

22ºC 90ºC 110ºC 145ºC

0,5 42,86 (0,00) 38,10 (13,47) 35,71 (7,14) 42,86 (0,00)

1,0 71,43 (0,00) 71,43 (11,66) 64,29 (7,14) 64,29 (7,14)

1,4 121,43 (10,10) 90,48 (17,82) 71,43 (0,00) 78,57(7,14)

2,0 142,86 (0,00) 109,52 (17,82)

2,5 150,00 (10,10) 119,05 (13,47)

2,9 164,29 (10,10) 128,57 (0,00)


É importante observar que, embora a submissão das amostras a uma temperatura de

90ºC não tenha afetado a capacidade de deformação do compósito, a densidade de

0 1 2 3 4 50

50

100

150

200

250

300

22ºC

90ºC

110ºC

145ºC

Nú

mero

de f

issu

ras

po

r m

etr

o

Deformação (%)

167

fissuração final foi reduzida em aproximadamente 22% em relação ao valor de

referência. Isso se deve às mudanças ocorridas na micro-estrutura da matriz (devido à

maior hidratação dos materiais cimentícios nessa temperatura, aspecto que será

discutido a seguir) que pode ter afetado a aderência fibra-matriz.

As Figuras 7.20 a 7.24 ilustram o padrão de fissuração dos compósitos durante os

ensaios e para cada nível de deformação (0,5%, 1,0%, 1,4%, 2,0%, 2,5% e 2,9%).

Observa-se que o padrão de fissuração característico do material foi fortemente alterado

com a temperatura. O número de fissuras foi diminuindo e se tornando cada vez mais

espaçadas, até que para as amostras submetidas à temperatura de 250ºC apenas uma

fissura foi observada.

0,5% 1,0% 1,4% 2,0% 2,5% 2,9%

Figura 7.20 – Padrão de fissuração típico dos compósitos de referência para diferentes

níveis de deformação.

0,5% 1,0% 1,4% 2,0% 2,5% 2,9%

Figura 7.21 – Patamar de fissuração típico dos compósitos aquecidos a 90ºC para

diferentes níveis de deformação

168

0,5% 1,0% 1,4%


110ºC para diferentes níveis de deformação.

0,5% 1,0% 1,4%


145ºC para diferentes níveis de deformação.

190ºC 250ºC

Figura 7.24 – Patamar de fissuração típico dos compósitos aquecidos a 190ºC e 250ºC.

169

Apresenta-se nas Tabelas 7.5 e 7.6 uma análise comparativa da densidade de fissuração

por região (I, II e III) durante os ensaios de tração direta. Os resultados indicam que os

valores de densidade de fissuração foram maiores na região central (II).

Tabela 7.5 – Densidade de fissuração por região do compósito de referência e aquecido

a 90ºC durante ensaios de tração direta.

ε (%) 22ºC 90ºC

I II III I II III

0,5 42,9(0,0) 42,9(0,0) 42,9(0,0) 0,0(0,0) 21,4(21,4) 64,3(21,4)

1,0 64,3(30,3) 85,7(0,0) 64,3(30,3) 0,0(0,0) 64,3(21,4) 128,6(0,0)

1,4 85,7(0,0) 171,4(0,0) 107,1(30,3) 42,9(0,0) 64,3(21,4) 128,6(0,0)

2,0 85,7(0,0) 192,9(30,3) 150,3(30,3) 42,9(0,0) 64,3(21,4) 192,9(21,4)

2,5 85,7(0,0) 214,3(0,0) 150,0(60,6) 42,9(0,0) 85,7(0,0) 214,3(42,9)

2,90 107,1(30,3) 235,7(30,3) 150,0(30,3) 64,3(21,4) 107,1(21,4) 214,3(42,9)


Tabela 7.6 – Densidade de fissuração por região do compósito aquecido a 110ºC e

145ºC durante ensaios de tração direta.

ε (%) 110ºC 145ºC

I II III I II III

0,5 0,0(0,0) 107,1(21,4) 0,0(0,0) 42,9(0,0) 42,9(0,0) 42,9(0,0)

1,0 0,0(0,0) 171,4(0,0) 0,0(0,0) 64,3(21,4) 64,3(21,43) 64,3(21,4)

1,4 0,0(0,0) 214,3(0,0) 0,0(0,0) 107,1(21,4) 64,3(21,4) 64,3(21,4)


A Figura 7.25 mostra a influência da temperatura na abertura média das fissuras. Os

valores de abertura de fissura no gráfico foram calculados como a média de todas as

fissuras visíveis na área de medida (30x70 mm). Foram computadas somente as fissuras

visíveis que cruzavam três linhas paralelas ao longo das amostras (ver item 3.1.3.5). Os

valores médios para os níveis de deformação 0,5%, 1,0%, 1,4%, 2,0%, 2,5% e 2,9% são

apresentados na Tabela 7.7 juntamente com os respectivos desvios padrões (em

parênteses).

170

Figura 7.25 – Desenvolvimento da abertura de fissura dos compósitos na tração direta

para os diferentes níveis de temperatura estudados.

Os gráficos apresentados na Figura 7.25 mostram que até 90ºC nenhuma mudança

significativa foi observada nos valores de abertura de fissura em relação às amostras

sem aquecimento. Ambas as curvas apresentaram um rápido aumento do valor médio de

abertura de fissura para baixos níveis de deformação, após isto a abertura média

estabilizou em torno de 70µm até a capacidade limite de deformação do compósito.

0 1 2 3 4 50

1

2

3

4T

en

são

(M

Pa)

Deformação (%)

Tensão

0

50

100

150

200


Ab

ert

ura

de f

issu

ra (

m)

22oC

69m

0 1 2 3 4 50

1

2

3

4

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

Tensão

0

50

100

150

200

70m


Ab

ert

ura

de f

issu

ra (

m)

90oC

0 1 2 3 4 50

1

2

3

4

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

Tensão

0

50

100

150

200

89m

70m


Ab

ert

ura

de f

issu

ra (

m)

110oC

0 1 2 3 4 50

1

2

3

4

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

Tensão

0

50

100

150

200


Ab

ert

ura

de f

issu

ra (

m)

145oC

70m

89m

0 1 2 3 4 50

1

2

3

4

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

Tensão

0

50

100

150

200


Ab

ert

ura

de f

issu

ra (

m)

190oC

58m

171

Quando o compósito foi aquecido até 145ºC a abertura média de fissura também se

estabilizou em torno de 70µm até uma deformação de 0,8-1,0%. Após esse ponto

observa-se um rápido acréscimo nos valores médios de abertura. Para a temperatura de

exposição de 190ºC, as fibras só são capazes de controlar a abertura das fissuras até uma

deformação de aproximadamente 0,2%. A partir daí, mesmo ocorrendo um

endurecimento na tração direta até uma deformação de aproximadamente 0,4%, ocorre

o crescimento da abertura das fissuras até cerca de 200 µm conforme pode ser visto na

Figura 7.25.

Tabela 7.7 – Abertura média de fissura dos compósitos submetidos a altas temperaturas

para diferentes níveis de deformação durante ensaios de tração direta.

Deformação

(%)

Abertura de fissuras (m)

Valores médios (DP) Valores máximos

22 90 110 145 22 90 110 145

0,5 55,0(3,0) 60(7,0) 66,5(7,8) 62,9(12,3) 58 65 72 75

1,0 69,0(2,0) 69(15,0) 80,7(32,7) 79,2(45,50) 71 87 135 166

1,4 69,0(13,0) 70(12,0) 89,5(30,7) 88,71(51,81) 86 87 139 215

2,0 67,0(20,0) 70(13,0) 94 90

2,5 69,0(19,0) 69(15,0) 96 96

2,9 69,0(21,0) 70(24,0) 105 125


Os resultados também mostraram que a temperatura aumentou gradativamente o valor

máximo de abertura de fissura. Este aumento é mais evidenciado quando o compósito

foi aquecido a temperaturas de 110ºC e 145ºC, os quais apresentaram valores máximos

de abertura de fissura acima de 100µm para níveis de deformação superior a 1%.

172

7.3.2.2 Comportamento carga x deslocamento na flexão

A Figura 7.26 apresenta as curvas típicas tensão x deslocamento, obtidas dos ensaios de

resistência à flexão. A partir destas curvas foram obtidos valores de deslocamento (cr) e

tensão de primeira fissura (cr) e valores máximos de deslocamento (u) e tensão pós-

fissuração (u). Os valores médios e respectivos desvios padrões são apresentados na

Tabela 7.8. Cada valor apresentado corresponde à média de três corpos de prova.

Figura 7.26 – Curvas típicas tensão x deslocamento do compósito de referência e

após exposição a diferentes níveis de temperatura.

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

22ºC

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

90ºC

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

110ºC

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

145ºC

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

190ºC

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

250ºC

173

Observando-se as curvas apresentadas, nota-se uma mudança gradual no

comportamento tensão x deslocamento do compósito com a exposição a altas

temperaturas. Os valores de tensão de primeira fissura aumentaram enquanto que os

valores de tensão e deslocamento pós-fissuração dos compósitos diminuíram com o

aumento da temperatura de exposição das amostras. A temperatura afetou fortemente a

capacidade de deflexão dos compósitos, principalmente para a temperatura de 250ºC

quando a fibra de PVA perdeu a sua capacidade de reforço.


altas temperaturas.

T (°C) Primeira fissura Valores máximos pós-fissuração

cr (MPa) cr (mm) u (MPa) u (mm)

22 5,61(0,21) 0,455(0,070) 10,25(0,29) 24,20(1,06)

90 5,67(0,37) 0,523(0,046) 10,63(0,14) 18,33(1,53)

110 6,11(0,03) 0,574(0,038) 9,35(0,43) 17,49(1,04)

145 7,70(0,26) 0,641(0,013) 9,32(0,36) 13,53(0,50)

190 8,47(0,45) 0,793(0,091) 8,61(0,83) 3,90(0,79)

250 8,48(0,37) 0,770(0,053) 5,74(0,97) 1,46(0,10)

Obs: u se refere ao deslocamento no ponto de localização do dano.

Desvio padrão (entre parênteses).

A Figura 7.27 mostra a relação da tensão e deslocamento de primeira fissura com a

temperatura de exposição. É possível observar que, até 90ºC, nenhuma mudança

significativa é observada nos valores de primeira fissura. Após 110ºC, já são cerca de

9% e de 26% o aumento da tensão e deslocamento de primeira fissura, respectivamente.

Para a temperatura de 145ºC, os valores de tensão e deslocamento de primeira fissura

(propriedades dominadas pela matriz) aumentaram, respectivamente, 37% e 41%, em

relação aos respectivos valores de referência. O aumento continuou até a temperatura de

190ºC quando a tensão e o deslocamento de primeira fissura foram 51% e 74% maiores

que os valores de referência, respectivamente. Para a temperatura de 250ºC o compósito

não apresentou alterações significativas nos valores de tensão e deslocamento de

primeira fissura, já observados para as amostras submetidas à temperatura de 190ºC.

174

(a) (b)

Figura 7.27 – Variação da (a) tensão de primeira fissura e (b) deslocamento de primeira

fissura com a temperatura, na flexão (valores normalizados em relação aos valores de

referência).

A Figura 7.28 apresenta uma correlação dos valores de tensão máxima pós-fissuração e

deslocamento máximo (valor de deslocamento medido no ponto onde ocorre a

localização do dano) em função da temperatura de exposição. Observando-se os

gráficos notou-se um pequeno acréscimo (de cerca de 4%) na máxima tensão pós-

fissuração para a temperatura de 90ºC. O deslocamento máximo, no entanto, já

experimenta uma redução de aproximadamente 24%. Até a temperatura de 145ºC a

máxima tensão pós-fissuração se manteve em cerca de 90% daquela observada para a

amostra de referência (sem aquecimento). Nota-se, porém, que o valor de deslocamento

máximo já experimenta, para essa temperatura, uma expressiva redução no seu valor, já

que apenas cerca de 56% do deslocamento máximo do compósito sem aquecimento se

mantém.


manter a carga de primeira fissura (u é maior que cr - ver Tabela 7.8), a capacidade de

deflexão já é bastante inferior à da mistura de referência (o deslocamento na localização

é cerca de 1/6 do valor do compósito sem aquecimento). Quando exposto a temperatura

de 250ºC, um comportamento de amolecimento pós-fissuração é observado, com a

formação de uma única fissura. Isso ocorre devido à forte degradação da fibra de PVA.

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

300

cr/

cr_

22

ºC (

%)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

300

cr/

cr2

2ºC

(%

)

Temperatura (ºC)

175

(a) (b)

Figura 7.28 – Variação da (a) tensão máxima pós-fissuração e (b) deslocamento

máximo na flexão com a temperatura de exposição (valores normalizados em relação

aos valores de referência).

A redução da capacidade de deflexão do compósito na flexão é bastante similar ao

observado na tração direta, sendo o comportamento pós-fissuração do compósito

governado pela integridade da fibra e pelas características da interface fibra-matriz.

77..33..22..22..11 PPRROOCCEESSSSOO DDEE FFRRAATTUURRAA NNAA FFLLEEXXÃÃOO

Para a análise da influência da temperatura no processo de fratura do compósito, foi

calculada a densidade de fissuração em cada amostra exposta a diferentes níveis de

temperatura. A densidade de fissuração é calculada como o número de fissuras visíveis

por metro e, neste estudo, ela foi calculada para o terço central (85mm) do vão da

amostra (região II). A Figura 7.29 apresenta a relação da densidade de fissuração com o

nível de deslocamento para os vários níveis de temperatura estudados. O cálculo da

densidade foi feita para três amostras.

0 50 100 150 200 250 30020

40

60

80

100

120

u/

u_

22

ºC (

%)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 3000

20

40

60

80

100

120

u/

u_

22

ºC (

%)

Temperatura (ºC)

176

Figura 7.29 – Relação densidade de fissuração x deslocamento para cada nível de

temperatura estudado.

É possível ver na figura acima que com o aumento da temperatura ocorreu uma redução

no número de fissuras por metro. Essa tendência já é bastante perceptível a partir da

temperatura de exposição de 110oC. As amostras de referência apresentaram uma média

de 228 fissuras/metro no terço central e, com a aplicação da temperatura a densidade de

fissuração foi diminuindo para 218 (90ºC), 141 (110ºC), 77 (145ºC) e 43(190ºC)

fissuras por metro, até o material não possuir mais capacidade de formar múltiplas

fissuras e possuir somente uma única fissura (com algumas ramificações) ao final do

ensaio, como no caso das amostras submetidas à temperatura de 250ºC.

A Figura 7.30 ilustra o padrão de fissuração dos compósitos ao final dos ensaios para

cada nível de temperatura estudado. Observa-se que o padrão de fissuração

característico do material foi fortemente alterado com a temperatura. O número de

fissuras visíveis foi diminuindo e se tornando cada vez mais espaçadas, até que para as

amostras submetidas à temperatura de 250ºC se observa somente uma fissura principal,

com algumas ramificações no seu entorno.

A mudança de linearidade na curva densidade de fissuração x deslocamento deve-se ao

surgimento de fissuras fora do terço central da amostra para altas deflexões. Enquanto

não surgem fissuras fora do terço central (região onde existe cisalhamento) o

comportamento é praticamente linear (ver resultados e padrão de fissuração para

amostra submetida à temperatura de 190ºC.

0 5 10 15 20 25 30 350

50

100

150

200

250

300

Nú

mero

de f

íssu

ras

po

r m

etr

o

Deslocamento (mm)

22oC

90oC

110oC

145oC

190oC

177

22 ºC 90 ºC

110 ºC 145 ºC

190 ºC 250 ºC

Figura 7.30 – Padrão de fissuração dos corpos de prova de flexão para cada nível de

temperatura estudado.

7.3.2.3 Comportamento tensão x deformação na compressão axial

As curvas típicas tensão x deformação, obtidas dos ensaios de compressão axial

realizados nas amostras submetidas às diferentes temperaturas estudadas, são

apresentadas na Figura 7.31. Para cada situação de ensaio foram utilizadas três amostras

e calculados os valores médios e os respectivos desvios do módulo de elasticidade (E),

resistência à compressão (fBc)), deformação de pico (Bpico) e índices de tenacidade (ITC)

para deformações iguais a 6000µ e 8000µε. Os resultados obtidos estão apresentados

na Tabela 7.9.

178

Figura 7.31 – Curvas típicas tensão x deformação na compressão antes e após exposição

a diferentes níveis de temperatura.

Tabela 7.9 – Resultados dos ensaios de compressão axial do compósito antes e após

aquecimento a diferentes níveis de temperatura.

T (ºC) E(GPa) fc(MPa) pico() ITC até

ε 6000µε

ITC até

ε 8000µε

22 19,00 (0,40) 36,27 (0,15) 3587,3 (6,47) 0,84 (0,05) 0,82 (0,06)

90 15,00 (0,26) 39,58 (0,70) 4952,7 (13,36) 0,95 (0,01) 0,95 (0,02)

110 15,00 (0,74) 40,32 (0,70) 4489,2 (86,18) 0,91 (0,09) 0,90 (0,04)

145 14,77 (0,29) 43,46 (0,57) 4422,3 (62,16) 0,93 (0,05) 0,87 (0,02)

190 14,73 (0,38) 44,04 (1,44) 3898,3 (75,99) 0,91 (0,00) 0,82 (0,02)

250 11,80 (0,26) 36,40 (1,06) 3483,4 (196,1) - -

Obs: Desvio padrão (em parênteses)

A Figura 7.32 apresenta os valores normalizados (em relação aos valores obtidos para as

amostras não submetidas a elevadas temperaturas) da resistência à compressão e do

módulo de elasticidade com a temperatura de exposição.

0 3000 6000 9000 120000

10

20

30

40

50

60

70

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (

22ºC

90ºC

110ºC

145ºC

190ºC

250ºC

179

(a) (b)

Figura 7.32 – Variação do módulo de elasticidade (a) e da resistência à compressão (b)

com a temperatura de exposição (valores normalizados em relação aos valores de

referência).

Os resultados obtidos indicam que até a temperatura de 190°C o comportamento tensão-

deformação do compósito não foi afetado de forma expressiva. Observa-se que o

módulo de elasticidade experimenta uma redução inicial (após exposição a uma

temperatura de 90°C) de cerca de 21% e que se mantém constante até a temperatura de

190 o

C. Quando submetido a uma temperatura de 250°C, ocorreu uma redução no

módulo de aproximadamente 38% em relação ao valor de referência (amostras sem

aquecimento). Esta redução do módulo de elasticidade no compósito para a temperatura

de 250°C está associada principalmente ao processo de fusão e de decomposição da

fibra de PVA que se inicia a partir dos 220°C.

No que se refere à resistência à compressão, a mesma experimenta gradual crescimento

até a temperatura de 190°C, quando um acréscimo de cerca de 21% é observado. No

que se refere ao comportamento pós-pico, observa-se um acréscimo na tenacidade do

compósito até a temperatura de 190ºC (acréscimo de 8,3%). Para a temperatura de

250ºC, o comportamento do compósito é caracterizado pela fragilidade pós-pico devido

a fusão/degradação da fibra.

Devido ao alto teor de cinza volante e de cimento na mistura, o aquecimento das

amostras até 190ºC pode ter proporcionado a formação de uma maior quantidade de

produtos hidratados, bem como refinado a rede de poros da matriz. Tais aspectos serão

discutidos na análise dos resultados de porosimetria por intrusão de mercúrio (ver item

7.3.3).

0 50 100 150 200 250 3000

50

100

150

200

E/E

22

oC (

%)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 3000

50

100

150

200

f c/f

c 2

2oC (

%)

Temperatura (ºC)

180

A Figura 7.33 apresenta o modo de ruptura dos corpos de prova após o ensaio de

compressão axial. Observa-se que o modo de ruptura das amostras é

predominantemente colunar para todas as situações.

22ºC 90ºC 110ºC 145ºC 190ºC 250ºC

Figura 7.33 – Modo de ruptura típico do compósito após os ensaios de compressão.

77..33..33 AANNÁÁLLIISSEE MMIICCRROO--EESSTTRRUUTTUURRAALL DDOO SSHHCCCC

7.3.3.1 Variação na estrutura de poros do SHCC com o aumento da temperatura

A influência da temperatura na distribuição de tamanho de poros do compósito foi

estudada através de porosimetria por intrusão de mercúrio. A análise foi realizada na

amostra de referencia e em amostras submetidas às temperaturas de 90, 110, 145, 190 e

250°C. A Figura 7.34 apresenta as variações do volume de poros acumulado e sua

distribuição para diferentes níveis de temperatura e a Figura 7.35 as curvas do volume

de intrusão incremental, a qual indica a existência de rede porosa interconectada para as

análises realizadas.

181

Figura 7.34 – Curvas volume de intrusão cumulativo x diâmetro do poro para amostras

aquecidas e amostras sem aquecimento (referência).

Figura 7.35 – Curvas volume de intrusão incremental x diâmetro do poro para amostras

aquecidas e amostras sem aquecimento (referência).

A Tabela 7.10 apresenta os seguintes resultados, obtidos a partir das análises realizadas:

diâmetro médio de poros (Dmédio) e volume total de mercúrio intrudido. O diâmetro

médio dos poros (Dmédio) é calculado considerando que o poro tem formato cilíndrico.

Então Dmédio é tomado como a razão entre quatro vezes o volume de mercúrio

intrudido/área superficial do poro (4V/A).

1E-3 0,01 0,1 1 10 100 1000

0

50

100

150

200

0,001

Vo

lum

e d

e i

ntr

usã

o c

um

ula

tiv

o (

mm

3/g

)

Diâmetro médio do poro (m)

22ºC

90ºC

110ºC

145ºC

190ºC

250ºC

1E-3 0,01 0,1 1 10 100 10000

50

100

150

200

250

0,001

dV

/dlo

g(d

) (m

m3/g

)

Diâmetro médio do poro (m)

22ºC

90ºC

110ºC

145ºC

190ºC

250ºC

182

Alem disso, foram obtidos valores percentuais da distribuição do tamanho de poros da

seguinte forma: mesoporos (0,002µm<d<0,05 µm) e macroporos (d>0,05 µm). Com

relação aos microporos (d<0,002µm), não foram medidos, no compósito, poros nessa

faixa. Os poros classificados como mesoporos serão apresentados em duas classes: a

primeira mesoporos até d<0,02µm e a segunda mesoporos total (0,002µm<d<0,05µm).

Tabela 7.10 – Características obtidas dos testes de porosimetria por intrusão por

mercúrio nas amostras sem e após exposição da temperatura.

T

(oC)

Dmédio

(µm)

Volume de mercúrio referente

Volume total

intrudido (%)

mesoporos (%) mesoporos total (%) Macroporos (%)

até d<0,02µm até d<0,05µm

22 0,0326 24,67 4,60 12,64 12,03

90 0,0288 24,10 5,61 13,32 10,78

110 0,0252 24,09 7,57 13,87 10,22

145 0,0242 25,84 8,60 15,59 10,25

190 0,0291 26,07 5,81 14,15 11,92

250 0,0339 30,23 5,29 13,76 16,47

É possível observar pelos resultados apresentados que a temperatura influenciou de

forma significativa a estrutura de poros do compósito. Observou-se que, com o aumento

da temperatura de exposição (até 190°C) ocorreu redução dos valores do diâmetro

médio dos poros (Dmédio) e do volume de macroporos. Entretanto, ocorreu aumento da

quantidade total de mesoporos, principalmente dos mesoporos até 0,02µm, em relação a

amostras não aquecidas.

Nota-se que, com o aumento da temperatura até 90°C ocorreu uma redução de cerca de

12% do diâmetro médio dos poros (Dmédio) e de 15% do volume de macroporos.

Contudo, o volume de mesoporos até 0,02µm foi aumentado em aproximadamente 22%

em relação aso valores de referência (amostras sem aquecimento).

Esta tendência é observada até a temperatura de 145°C, quando o diâmetro médio dos

poros (Dmédio) e o volume de macroporos foram reduzidos em cerca de 26% e 15%,

respectivamente. Com relação aos mesoporos, até foram aumentados em 87%

183

(mesoporos 0,02µm) e 23% (mesoporos total-até 0,05 µm) em relação aos valores de

referência (sem aquecimento).

Para temperaturas acima de 190°C, o processo de deterioração das amostras já começa

a ser evidenciado. Em 190°C, ocorre um leve aumento do Dmédio e reduções dos volumes

de mesoporos em relação aos respectivos valores em 145°C. Entretanto, este aumento

observado no Dmédio, ainda é menor que o respectivo valor de referência (sem

aquecimento). Indicando que nesta temperatura, o compósito ainda apresenta uma

estrutura de poros mais refinada que a referência. Com relação ao volume de

macroporos, nenhuma mudança significativa foi observada em comparação ao valor da

amostra de referência.

Quando exposto a temperatura de 250ºC, o Dmédio e o volume de macroporos

aumentaram cerca de 9% e 39%, respectivamente em relação aos valores de referência.

O aumento de Dmédio e do volume de macroporos em 250ºC é devido ao forte processo

de degradação e fusão da fibra de PVA para este nível de temperatura. O qual altera a

estrutura de poros do compósito.


amostras até 190ºC pode ter proporcionado a formação de uma maior quantidade de

produtos hidratados, os quais podem ter sido depositados em poros existentes da matriz.

Isto justifica o refinamento da rede de poros da matriz, tendo em vista a redução do

diâmetro médio (Dmédio) dos poros e também pelo expressivo aumento dos mesoporos,

principalmente os poros com diâmetros menores que 0,02µm, em contraste com a

redução dos poros com d > 0,05µm (macroporos).

7.3.3.2 Análise microscópica da superfície de fratura com o aumento da

temperatura

As Figuras 7.36 a 7.41 mostram análises microscópicas realizadas na superfície de

fratura das amostras após os ensaios de tração direta. Uma maior densificação da matriz

é observada até a temperatura de 190ºC. Não se nota variações significativas na

superfície da fibra até a temperatura de 145ºC. Para a temperatura de 190ºC a textura da

fibra parece um pouco mais lisa, como se tivesse perdido parte do seu tratamento

184

superficial (―sizing‖) e a 250ºC nota-se o espaço deixado pela fibra (―fiber bed‖) devido

a sua fusão e posterior decomposição.

Figura 7.36 – Análise microscópica da superfície de fratura das amostras de referência.


90ºC.


110ºC.

185


145ºC.


190ºC.


250ºC.

186

77..33..44 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS FFÍÍSSIICCAASS RREESSIIDDUUAAIISS DDOO SSHHCCCC

7.3.4.1 Absorção de água, massa específica e porosidade total

Os valores médios de absorção de água (A), porosidade total (Pt) e massa específica ()

do compósito são apresentados na Tabela 7.11 juntamente com os respectivos valores

de desvios padrões (em parênteses).

Tabela 7.11 – Propriedades físicas residuais do compósito.

T (ºC) Pt (%) A (%) (g/cmP

3)

22 21,29(0,23) 12,59(0,12) 1,69(0,00)

90 22,77(0,19) 13,44(0,07) 1,69(0,01)

110 22,48(0,28) 13,33(0,47) 1,69(0,04)

145 24,86(0,83) 15,07(0,70) 1,65(0,02)

190 29,99(0,045) 18,74(0,36) 1,60(0,03)

250 36,86(0,41) 23,29(0,41) 1,58(0,00)


A Figura 7.42 mostra os valores normalizados (em relação aos valores obtidos para as

amostras não expostas a altas temperaturas) da absorção de água, porosidade total e

massa específica com a temperatura de exposição. Observou-se que, até 110°C as

mudanças ocorridas nas propriedades físicas foram pouco significativas (diferenças

inferiores a 7%). Para as temperaturas mais altas, alterações mais expressivas são

observadas, com acréscimo na porosidade e absorção do compósito e redução na sua

densidade. Por exemplo, para os compósitos submetidos à temperatura de 145°C são

observados aumentos na sua porosidade e absorção de, respectivamente, 17% e 20%,

enquanto que a sua massa específica é reduzida em aproximadamente 3,5%.

187

(a) (b)

(c)


exposição. (a) Absorção de água, (b) porosidade total e (c) massa específica.

Para a temperatura de exposição de 190°C a deterioração do compósito é mais evidente,

são observados aumentos na porosidade e absorção de água devido à continuidade do

processo de desidratação de produtos de cerca de 41% e 49%, respectivamente.

As amostras submetidas a uma temperatura de 250°C apresentaram aumento na

porosidade e absorção de água de 73% e 85%, respectivamente. Para essa temperatura a

massa específica reduziu seu valor em aproximadamente 6,5%.

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

A/A

22

ºC (

%)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

Pt/P

t_2

2ºC

(%

)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

s/

s_2

2ºC

(%

)

Temperatura (ºC)

188

77..44 EESSTTAABBIILLIIDDAADDEE TTÉÉRRMMIICCAA DDAA MMAATTRRIIZZ

A estabilidade térmica da matriz foi estudada para que se pudesse entender melhor o

comportamento do compósito como um todo. Para tanto, foram determinadas as

propriedades físicas e mecânicas da mesma após exposição às temperaturas de 90, 110,

145, 190 e 250°C

77..44..11 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS MMEECCÂÂNNIICCAASS RREESSIIDDUUAAIISS

7.4.1.1 Comportamento carga x deslocamento na flexão

As Figuras 7.43 a 7.45 apresentam as curvas típicas tensão x deslocamento, obtidas a

partir dos resultados dos ensaios de flexão realizados na matriz. A partir destas curvas

foram obtidos valores de deslocamento (BcrB) e tensão de primeira fissura (BcrB) e valores

máximos de deslocamento (BuB) e tensão pós-fissuração (BuB). Os valores médios e

respectivos desvios padrões são apresentados na Tabela 7.12. Cada valor apresentado

foi obtido pela média de três corpos de prova.

Figura 7.43 – Curvas típicas tensão x deslocamento da matriz para amostras sem

aquecimento e aquecida a 90°C.

0 5 10 15 20 25 300

5

10

1522ºC

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 300

5

10

1590ºC

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

189

Figura 7.44 – Curvas típicas tensão x deslocamento da matriz para amostras

aquecida a 110°C e 145°C.

Figura 7.45 – Curvas típicas tensão x deslocamento da matriz para amostras

aquecida a 190°C e 250°C


altas temperatura. Desvio padrão (em parênteses)

T (°C) Primeira fissura

cr (MPa) cr (mm)

22 4,06(0,21) 0,304(0,047)

90 4,17(0,13) 0,343(0,020)

110 4,40(0,39) 0,360(0,027)

145 5,22(0,27) 0,410(0,060)

190 7,77(0,55) 0,669(0,033)

250 8,48(0,37) 0,747(0,112)

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15110ºC

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15145ºC

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15190ºC

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

0 5 10 15 20 25 300

5

10

15250ºC

Ten

são

eq

uiv

ale

nte

(M

Pa)

Deslocamento (mm)

190

A Figura 7.46 mostra a correlação da tensão (Figura 7.46a) e deslocamento de primeira

fissura (Figura 7.46b) da matriz com a temperatura de exposição juntamente com a

correlação obtida para o compósito (ver item 7.3.2.2).

Os resultados de resistência à flexão seguem a mesma tendência de acréscimo

observado nos ensaios de resistência à compressão. Até a temperatura de 145°C a

matriz e o compósito experimentam praticamente o mesmo acréscimo de resistência. A

partir dessa temperatura de exposição, a matriz passa a experimentar acréscimos mais

expressivos, chegando a mais que duplicar o valor do módulo de ruptura e da deflexão

de primeira fissura.

(a) (b)

Figura 7.46 – (a) Tensão de primeira fissura relativa e (b) deslocamento de primeira

fissura relativo como uma função da temperatura para a matriz e o compósito.

Os resultados encontrados no presente estudo, os quais indicam aumento da resistência

da matriz em compósitos com adição de cinza volante, estão em consonância com os

resultados de KHAN, PRASAD (2010), DIEDERICHS et al (1989) e RAJU, RAO

(2001), que mostram que a adição de altos volumes de cinza volante e de pozolanas

aumentam a resistência do concreto até temperaturas de 250°C.

7.4.1.2 Comportamento tensão x deformação na compressão axial

As curvas típicas tensão x deformação, obtidas dos ensaios de compressão axial

realizados nas amostras submetidas às diferentes temperaturas estudadas, são

apresentadas na Figura 7.47. Para cada situação de ensaio foram utilizadas três amostras

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

300 Compósito

Matriz

cr/

cr_

22

ºC (

%)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

300 Compósito

Matriz

cr/

cr2

2ºC

(%

)

Temperatura (ºC)

191

e calculados os valores médios e os respectivos desvios do módulo de elasticidade (E),

resistência à compressão (fc) e deformação de pico (pico). Os resultados obtidos estão

apresentados na Tabela 7.14.

Figura 7.47 – Curvas típicas tensão x deformação na compressão da matriz antes e após

exposição a diferentes níveis de temperatura.

Tabela 7.13 – Resultados experimentais dos ensaios de compressão da matriz antes e

após exposição a altas temperatura.

T (ºC) E(GPa) fc(MPa) pico()

22 19,40(0,61) 39,83(0,58) 4227,9(74,33)

90 15,43(0,51) 46,82(1,64) 5563,3(4,22)

110 15,43(0,64) 47,45(0,43) 5414,7(48,71)

145 15,27(0,35) 50,35(0,71) 5068,6(39,79)

190 15,30(0,66) 54,64(0,44) 5069,5(14,64)

250 15,13(0,12) 65,17(1,57) 5365,2(86,51)


A Figura 7.48 mostra a variação da resistência à compressão e do módulo de

elasticidade com a temperatura de exposição para a matriz e para o compósito (os

valores foram normalizados com base aos valores de referência).

0 3000 6000 9000 120000

10

20

30

40

50

60

70

Ten

são

(M

Pa)

Deformação ()

22ºC

90ºC

110ºC

145ºC

190ºC

250ºC

192

(a) (b)

Figura 7.48 – Correlação do módulo de elasticidade (a) e da resistência à compressão

(b) com a temperatura de exposição para o compósito e a matriz.

Os resultados de resistência à compressão mostram que até a temperatura de 145°C a

matriz e o compósito experimentam praticamente o mesmo acréscimo de resistência. A

matriz continua, no entanto, a aumentar a sua resistência até a temperatura de 250°C

enquanto que a resistência do compósito para de crescer devido à degradação da fibra.

Para o módulo de elasticidade, observa-se que até 190°C o comportamento observado

no compósito e na matriz é semelhante, com ambos apresentando redução de mesma

magnitude. Para a temperatura de 250°C o módulo da matriz se mantém praticamente

constante enquanto que o módulo de elasticidade do compósito experimenta algum

decréscimo também devido à fusão da fibra.

A Figura 7.49 apresenta o modo de ruptura da matriz no ensaio de compressão axial,

observando-se tanto fissuras cisalhantes quanto colunares.

22ºC 90ºC 110ºC 145ºC 190ºC 250ºC

Figura 7.49 – Modo de ruptura típico da matriz antes e após exposição a diferentes

níveis de temperatura.

0 50 100 150 200 250 3000

50

100

150

200 Compósito

Matriz

E/E

22

oC (

%)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 3000

50

100

150

200 Compósito

Matriz

f c/fc

22

oC (

%)

Temperatura (ºC)

193

77..44..22 PPRROOPPRRIIEEDDAADDEESS FFÍÍSSIICCAASS RREESSIIDDUUAAIISS

7.4.2.1 Absorção de água, massa específica e porosidade total

Os valores médios obtidos nos ensaios de absorção de água (A), porosidade total (Pt) e

massa específica () da matriz, sem aquecimento e aquecida a diferentes níveis de

temperatura, são apresentados na Tabela 7.14 juntamente com os respectivos valores de

desvios padrões (em parênteses).

Tabela 7.14 – Propriedades físicas da matriz antes e após exposição a altas temperatura .

T (°C) Pt (%) A (%) (g/cmP

3P)

22 18,59(0,07) 10,49(0,00) 1,77(0,01)

90 18,51(0,27) 10,54(0,16) 1,76(0,01)

110 18,44(0,29) 10,44(0,19) 1,76(0,01)

145 22,18(0,41) 12,94(0,31) 1,71(0,01)

190 23,62(0,18) 13,81(0,18) 1,71(0,01)

250 29,67(0,15) 18,32(0,14) 1,62(0,01)


Os resultados obtidos indicaram que semelhantemente ao compósito, a temperatura

também influenciou significativamente as propriedades físicas da matriz.

A Figura 7.50 mostra a correlação entre os valores normalizados (com base aos valores

sem aquecimento) da absorção de água, porosidade total e massa específica com a

temperatura de exposição. Pode-se observar que, até 110°C nenhuma mudança

significativa foi observada nas propriedades da matriz.

A partir de 110°C, começam a ocorrer mudanças na microestrutura devido à evaporação

da água quimicamente aderida, o que aumenta a porosidade total e absorção de água da

matriz. Este aumento é progressivo até 250°C quando a porosidade e a absorção de água

aumentaram em torno de 60% e 75%, enquanto a massa específica reduziu em

aproximadamente 9%.

194

(a) (b)

(c)


exposição. (a) Absorção de água, (b) porosidade total e (c) massa específica.

77..55 RREESSIISSTTÊÊNNCCIIAA AA CCIICCLLOOSS DDEE CCHHOOQQUUEE TTÉÉRRMMIICCOO

A estabilidade do material sujeito a ciclos de choque térmico com resfriamento em água

é medida pelo número de ciclos antes da ruptura ocorrer (BAZANT, KAPLAN, 1996).

PETZOLD e ROHRS (1970) se referem à habilidade do material suportar variações

rápidas na temperatura como sua ―estabilidade sob cargas variantes‖.

Este ensaio foi utilizado para investigar a resistência à fissuração do compósito CF01

após ciclos contínuos de choque térmico sob condições controladas. Foram realizados

80 ciclos contínuos de aquecimento e resfriamento em água. Três amostras foram

aquecidas durante 10 minutos e em seguida foram resfriadas por 5 minutos em água.

Após cada ciclo as amostras foram monitoradas com o objetivo de observar a formação

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

A/A

22

ºC (

%)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

Pt/P

t_2

2ºC

(%

)

Temperatura (ºC)

0 50 100 150 200 250 30050

100

150

200

250

s/

s_2

2ºC

(%

)

Temperatura (ºC)

195

de fissuras nas superfícies das amostras. Ao final dos 80 ciclos foi observado que

nenhuma amostra apresentou fissuras visíveis.

Com o objetivo de verificar a resistência residual na flexão, foram realizados ensaios de

flexão em quatro pontos nas amostras após os 80 ciclos de choque térmico para as

temperaturas de 145ºC e 250ºC e comparados a valores de referência (sem aquecimento

e sem ciclos de choque térmico). Os valores médios de tensão de primeira fissura (ζcr),

deslocamento de primeira fissura (δcr), tensão máxima (ζcr) e deslocamento máximo

pós-fissuração (δcr) são apresentados na Tabela 7.15 e as curvas típicas na Figura 7.51.

Tabela 7.15 – Valores obtidos após ensaios de flexão em amostras submetidas a ciclos

de choque térmico e amostras de referência (sem aquecimento).

Temperatura


crB(MPa) crB(mm) u(MPa) u(mm)

Referência 5,15 (0,47) 0,0219 (0,0022) 11,68 (1,01) 1,96 (0,79)

145ºC 4,20 (0,32) 0,0339 (0,0073) 10,49 (1,29) 0,78 (0,36)

250ºC 4,15 (0,45) 0,0321 (0,0058) - -

Obs.: u: é o deslocamento referente a localização do dano.

Desvio padrão (em parênteses)

Os resultados dos ensaios de flexão mostraram que as amostras submetidas a oitenta

ciclos térmicos, com temperatura de exposição de 145ºC, apresentaram uma tensão

residual de primeira fissura aproximadamente 18% inferior que a do material não

submetido aos ciclos térmicos e máxima tensão pós-fissuração cerca de 10% inferior. A

deflexão de primeira fissura aumentou consideravelmente aproximadamente 54%,

enquanto a capacidade de deflexão do compósito foi reduzida em cerca de 60%. É

importante lembrar que o compósito não submetido a ciclos térmicos também

apresentou redução (aproximadamente 44%) na sua capacidade de deflexão (ver item

7.3.2.2 – degradação térmica do SHCC na flexão).

196

Figura 7.51 – Curvas típicas de flexão em amostras submetidas a ciclos de choque

térmico.

Quando as amostras foram cicladas na temperatura de 250ºC, o compósito apresentou

um comportamento de amolecimento na flexão. Este comportamento já era esperado,

tendo em vista a degradação das fibras a essa temperatura. A tensão de primeira fissura

(cr) do compósito foi 20% inferior que a da amostra de referência (não submetida aos

oitenta ciclos térmicos).

A Figura 7.52 mostra a aparência das amostras de referência (sem ciclos de

aquecimento e resfriamento) e após os 80 ciclos térmicos. Apenas observou-se mudança

na coloração das amostras. Nenhuma fissura ou outro tipo de dano aparente foi

observado nas amostras.

0 1 2 3 4 50

5

10

15

250ºCReferência

Ten

são

eq

uiv

alen

te (

MP

a)

Deslocamento (mm)

145ºC

197

(a)

(b)

(c)

Figura 7.52 – Ilustração das (a) amostras de referência e após 80 ciclos de choque

térmico em (b)145ºC e (c) 250ºC.

As Figura 7.53 e Figura 7.54 apresentam o modo de fratura das amostras após os

ensaios de flexão. Observam-se algumas fissuras visíveis nas amostras de referência e

submetidas à ciclagem na temperatura de 145ºC. As amostras cicladas na temperatura

de 250ºC apresentaram apenas uma única fissura após os ensaios de flexão.

198

(a) (b)

Figura 7.53 – Corpos de prova após ensaios de flexão. (a) referência e (b) amostras

submetidas a 80 ciclos de choque térmico em 145ºC

250ºC

Figura 7.54 – Corpos de prova após ensaios de flexão em amostras submetidas a 80

ciclos de choque térmico em 250ºC.

199


Este capítulo apresentou um estudo da estabilidade térmica da fibra de PVA e

compósitos SHCC. Os resultados encontrados serão resumidos a seguir:

A análise térmica realizada na fibra concluiu que a fibra apresenta ponto de fusão em

240ºC e inicia o processo de degradação em 256ºC. Contudo, a partir de 90ºC, já é

possível notar uma significativa perda de rigidez e resistência da fibra. A qual é

progressiva com o aumento da temperatura.

Quando SHCC é submetido a altas temperaturas, notam-se grandes mudanças nas

propriedades físicas, mecânicas e na microestrutura dos compósitos. A característica

mais afetada pelo aumento da temperatura é a ductilidade. Devido ao processo de

degradação da fibra.

Até a temperatura de 145ºC, um leve aumento da porosidade do compósito é observado.

Contudo, os compósitos ainda apresentam similar resistência à tração com capacidade

de deformação em torno de 1,4% e um pronunciado patamar de fissuração, com

abertura média de fissuras menores 100µm na tração direta.


manter a carga de primeira fissura na tração direta, a capacidade de deformação já é

bastante inferior à do compósito sem aquecimento (cerca de 15% do valor do compósito

sem aquecimento). Comportamento semelhante ao observado na flexão.

Quando exposto a temperatura de 250ºC, um comportamento de amolecimento pós-

fissuração com reduzida ductilidade é observado tanto na tração direta como na flexão.

Isso ocorre devido à forte degradação da fibra de PVA nessa temperatura.

A redução na capacidade de deformação do compósito com o aumento da temperatura

pode ser explicada pelas modificações ocorridas tanto na estrutura da fibra, quanto da

matriz, o que pode ter afetado as características da interface fibra-matriz e,

conseqüentemente, a aderência fibra-matriz.

No que se refere à resistência à compressão, a mesma experimenta gradual crescimento

até a temperatura de 190°C, quando um acréscimo de cerca de 21% foi observado. No

que se refere ao comportamento pós-pico, observa-se um acréscimo na tenacidade do

compósito até a temperatura de 190ºC. Para a temperatura de 250ºC, o comportamento

do compósito é caracterizado pela fragilidade pós-pico devido a fusão/degradação da

200

fibra. No entanto, o módulo de elasticidade teve uma clara redução com o aumento da

temperatura.


amostras até 190ºC ocasionou um refinamento da rede poros da matriz, o que pode ter

sido proporcionado pela formação de uma maior quantidade de produtos hidratados.

Os compósitos estudados apresentaram boa resistência à fissuração até 80 ciclos de

choque térmico com 10 minutos de exposição. Porém, o comportamento na flexão foi

bastante influenciado após os 80 ciclos de aquecimento e resfriamentos. A propriedade

mais influenciada pelos ciclos de choque térmico foi à capacidade de deflexão das

amostras. Quando as amostras foram aquecidas a 250ºC o compósito perdeu a

capacidade de deflexão pós-fissuração apresentando uma ruptura mais frágil.

201

88 CCOONNCCLLUUSSÕÕEESS

Com base nos resultados experimentais obtidos e considerando as análises e discussões

apresentadas, pode-se chegar, às seguintes conclusões:

Desenvolvimento de compósitos do tipo SHCC

É possível desenvolver Compósitos Cimentícios Reforçados com Fibras de PVA do tipo

Strain Hardening (SHCC), utilizando na matriz materiais locais. Os compósitos

desenvolvidos, quando submetidos a carregamento de tração direta, foram

caracterizados por apresentarem uma fase linear elástica, até o surgimento da primeira

fissura. Após fissuração da matriz os compósitos mantiveram a capacidade portante,

apresentando um enrijecimento (strain hardening) com alta capacidade de deformação

(de até 300 vezes, a capacidade de um concreto comum sem reforço) e formação de

múltiplas microfissuras (com abertura média em torno de 70µm), as quais se portam de

forma estável e controlada, enquanto novas fissuras vão surgindo.

Devido à alta capacidade de deformação e controle de abertura de fissuras na tração

direta dos compósitos desenvolvidos, este tipo de material pode ser utilizado em

qualquer situação, onde a carga atuante é, principalmente, uma deformação imposta e

também, em estruturas onde o controle de fissuração seja o principal pré-requisito. Por

exemplo, SHCC pode ser utilizado como reparo e reforço de estruturas danificadas,

como pontes, viadutos, e como uso em estruturas expostas a agentes agressivos, onde o

controle da permeabilidade é o principal pré-requisito. Pois, como já foi citada

anteriormente, a permeabilidade não muda para abertura de fissuras até 100µm. Isto faz

com que este material possa ser utilizado com a finalidade de tornar uma estrutura mais

durável. Tendo em vista, o elevado custo de reparo de estruturas danificadas

anualmente.

Outra questão a ser informada, é o custo de preparo deste tipo de compósito. SHCC foi

produzido com materiais locais, na matriz, e utilizado, como reforço, fibras de PVA, as

quais são importadas e se torna o item mais dispendioso na fabricação do compósito.

Entretanto, com a utilização do compósito no sentido de tornar a estrutura mais durável,

menos dinheiro seria gasto no reparo de estruturas, o que justificaria a sua utilização.

202

Outra sugestão é o desenvolvimento de SHCC com outros tipos de fibras, produzidas no

Brasil, o que faria com que o custo da produção reduzisse bastante, tendo em vista as

facilidades no preparo e formas de utilização do compósito. Neste caso, são necessários

estudos minuciosos, pois o comportamento de SHCC depende muito dos materiais

utilizados.

Deformações dependentes do tempo

O comportamento de retração autógena e por secagem, provocadas pela retração do

compósito devido ao movimento da água presente nos mesmos, foram estudadas e

compreendidas, desta forma podem-se evitar possíveis problemas patológicos advindos

da fissuração provocada por tais deformações quando restritas.

Com relação aos ensaios de fluência, foi observado que a fluência de SHCC aumenta

rapidamente nos primeiros dias, após esta fase a taxa de deformação torna-se menor,


completa. Comportamento semelhante foi observado ao se analisar o comportamento no

tempo de amostras pré-fissuradas sob carregamento constante. Neste caso, a causa do

aumento de deslocamento, foi atribuída ao aumento brusco do número de fissuras,

aumento da abertura de fissuras pré-existentes, fluência da matriz ou pela combinação

de todos os efeitos.

Contudo, para uma melhor análise do comportamento deste compósito ao longo do

tempo, sob carga constante, são necessários estudos adicionais, principalmente

utilizando-se outros níveis de fissuração e carregamento. Isto se deve ao fato de que,

uma das principais características, deste tipo de compósito, é a de trabalhar muito bem,

mesmo no estado fissurado.

Propriedades Térmicas

As propriedades térmicas que são fundamentais para prever e evitar a possibilidade de

fissuração por deformações de origem térmica, particularmente em função do calor

gerado pela reação de hidratação também foram determinadas, podendo, desta forma

utilizar o compósito com segurança, permitindo um adequado controle da fissuração nas

primeiras idades do material.

203

Estabilidade Térmica de compósitos do tipo SHCC

Por fim, as metodologias utilizadas neste trabalho foram capazes de avaliar o

comportamento do compósito após exposição a diferentes níveis de aquecimento,

representando uma contribuição à sua aplicação em larga escala. Os estudos realizados

concluíram que a temperatura influência de forma bastante significativa o

comportamento típico deste tipo de compósito estudado. No entanto, ele pode ser

utilizado, com segurança, para os mesmos fins anteriormente citado, caso seja exposto a

níveis de temperaturas de até 145ºC, tendo em vista, que as mudanças ocorridas com a

exposição até este nível de temperatura não afetaram as características, que o classifica

como: strain hardening. Contudo, é viável que sejam feitos estudos adicionais do efeito

da temperatura na durabilidade ao longo do tempo deste tipo de compósito sob

influência da temperatura.

204

RREEFFEERRÊÊNNCCIIAASS BBIIBBLLIIOOGGRRÁÁFFIICCAASS

ACKER, P., ULM, F-J., 2001, ―Creep and shrinkage of concrete: physical origins and

practical measurements‖. Nuclear Engineering and Design, v. 203, pp. 143–158.

AITICIN, P.C., NEVILE, A.M. ACKER, P. 1997, ―Integrate View of Shrinkage

Deformation‖, Concrete International, 19 (9), pp. 35-41.

AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. 2003, ―Standard Test

Method for Scaling Resistance of Concrete Surfaces Exposed to Deicing Chemicals‖,

ASTM C672M.


Method for Tensile Properties of Single Textile Fibers‖, ASTM D3822. 10p.


Method for Length Change of Hardened Hydraulic-Cement Mortar and Concrete‖,

ASTM C157M, 7p.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 1993, ―Concreto

endurecido - Determinação do calor específico‖, NBR 12817, Rio de Janeiro.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 1993, ―Concreto -

Determinação da difusividade térmica‖, NBR 12818, Rio de Janeiro.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 1993, ―Concreto e

argamassa - Determinação da elevação adiabática da temperatura‖, NBR 12819, Rio de

Janeiro.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 1996, ―Concreto

endurecido - Determinação da velocidade de propagação de onda ultra-sônica‖, NBR

NM 58, Rio de Janeiro, 13p.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 1997, ―Materiais

Refratários – Determinação da Resistência ao Choque Térmico com Resfriamento em

Água‖, NBR 13202.

205

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 2000, ―Cimento Portland e

outros materiais em pó - Determinação da massa específica‖, NBR NM 23.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 2003, ―Agregado miúdo -

Determinação da massa específica e massa específica aparente‖, NBR NM 52.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 2003, ―Agregados -

Determinação da composição granulométrica‖, NBR NM 248.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 2004, ―Cimento Portland –

Análise química – Determinação de perda ao fogo‖, NBR NM 18.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 2005, ―Argamassa e

concreto endurecidos – Determinação da absorção de água por imersão – Índice de

vazios e massa específica‖, NBR 9778.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 2005, ―Argamassa para

Assentamento e Revestimento de Paredes e Tetos – Preparo da mistura e determinação

do índice de consistência‖, NBR 13276. 3p.

AHMED, S. F.U., MIH SHI, H., 2007, ― Review on Durability Properties of Strain

Hardening Fiber Reinforced Cementitious Composites (SHFRCC)‖, Cement and

Concrete Research, nP

0P 29, pp. 365 – 376.

AHMED S.F.U., MIHASHI H., SUZUKI S., 2007, ―Experimental study on restrained

shrinkage: induced cracking of mortars with different toughness‖. In: Proc of fifth int

conf on concrete under severe conditions: CONSEC07, Environment and loading,

Tours, France, in press.

ANDRADE, W. P., 1997, Concretos: massa, estrutural, projetado e compactado com

rolo. Ensaios e propriedades. 1ª ed. São Paulo, PINI.

ANDRIOLO, F. R. 1984, Construções de concreto: manual de práticas, para controle e

execução. Ed. Pini, São Paulo.

AVESTON, J., COOPER, G. A., KELLY, A., 1971, ―Single and Multiple Fracture,‖ in

Properties of Fiber Composites, Proceedings of Conference of the National Physical

Laboratory, Guildford, U.K., IPC Science and Technology Press.

206

BACHE, H.H., 1987, ―Compact Reinforced Composite, Basic Principles‖. CBL Report

NP

oP. 41, Aalborg Portland, 87p.

BAZANT, P. Z., KAPLAN, M. F., 1996, Concrete at High Temperatures: Material,

properties and mathematical models. England. 412p.

BENTUR, A., MITCHELL, D., 2008, ―Material performance lessons‖. Original

Research Article. Cement and Concrete Research, Volume 38, Issue 2, February, pp.

259-272.

BENTZ, D. P., JENSEN, O. M., 2004, ―Mitigation strategies for autogenous shrinkage

cracking‖, Cement and Concrete Composites, v.26, n.6, pp.677-685.

BERARD, A., 1874, ― rtificial Stone,‖ U.S. Patent Nº157-903, 15, Dezembro.

BILLINGTON, S. L., ROUSE, M. 2003, ―Time - dependent response of highly ductile

fiber - reinforced cement-based composites‖, In: Proceedings of the BMC-7, Warsaw,

Poland, eds. A. M. Bramn, V. C. Li and I. M. Marshall, pp. 47-56.

BOSHOFF, W. P., 2007, Time-dependant behaviour of ECC, Thesis Dissertation,

University of Stellenbosch, South Africa.

BOSHOFF, W. P., VAN ZIJL, G. P. A. G. 2007, ―Time-dependant response of ECC:

characterization of creep and rate dependence‖, Cement and Concrete Research, vol.

37, Elsevier. pp. 725–734.

BOSHOFF, W. P., MECHTCHERINE, V., VAN ZIJL, G. P. A. G., 2009,

―Characterising the Time- Dependant Behaviour on the Single Fibre Level of SHCC:

Part 1: Mechanism of Fibre Pull-out Creep‖, Cement and. Concrete. Research. 39 (9).

pp. 779–786.

BUDIANSKY, B., CUI, Y. Q. L., 1994, ―On the Tensile-Strength of a Fiber-Reinforced

Ceramic Composite Containing a Crack-Like Flaw‖. Journal Mechanical Physical

Solids 42, pp. 1 - 19.

CARINO, N.J., CLIFTON, J. R., 1995, ―Prediction of Cracking in Reinforced Concrete

Structures‖. Report NISTIR 5634, April, Building and Fire Research Laboratory

National Institute of Standards and Technology Gaithersburg, MD 20899.

207

CHAN, S.Y.N., LUO, X., SUN, W. 2000, ―Compressive Strength and Pore Structure of

High Performance Concrete after Exposure to High Temperature up to 800 P

ºPC. Cement

and Concrete Research 30, pp. 247 – 251.

CHANVILLARD, G., RIGAUD, S., 2003, ―Complete Characterization of Tensile

Properties of Ductal UHPFRC According to the French Recommendations,‖ in: High

Performance Fiber Reinforced Cement Composites (HPFRCC-4), A.E. Naaman and

H.W. Reinhardt, Editors, RILEM Publications, Pro. 30, June 2003, pp. 95−113.

COSTA, C. N., FIGUEIREDO, A. D., SILV , V. P., 2002, ― spectos Tecnológicos

dos Concretos em ltas Temperaturas‖, In: Seminário Internacional NUTAU'2002 -

Seminário Internacional - Sustentabilidade, Arquitetura e Desenho Urbano, São Paulo.

COX, B. N., MARSHALL, D. B., THOULESS, M. D., 1989, ―Influence of Statistical

Fiber Strength Distribution on Matrix Cracking in Fiber Composites,‖ Acta Metallica,

Vol. 37, No. 7, pp. 1933−1943.

DIEDERICHS, U., JUMPPANEN, U. M., PENTTALA, V., 1989, ―Behavior of high

strength concrete at high temperatures‖. Report Nº 92, Department of Structural

Engineering, Helsiniki University of Technology.

FANTILLI A. P., MIHASHI H, VALLINI P, 2007, ―The role of HPFRCC in

compression on the post-peak response of structural members‖, In: Proceedings of the

5th International Rilem Workshop on High Performance Fiber reinforced Cement

Composites, Rilem Publications S.A.R.L. (FRA), HPFRCC 5, Mainz July, pp. 147-154.

FEDERATION INTERNATIONA DU BÉTON – FIB, 1999, Structural Concrete

Updated knowledge of the CEB/FIP model code 1990. Textbook on behavior: design

and performance. fib Bulletin, Lausanne, Switzerland, n.1-3.

FELDM N, R. F., BE UDOIN, J. J., 1991, ―Pretreatment of hardened hydrated

cement pastes for mercury intrusion measurements‖, Cement and Concrete Research, v.

21, n. 2-3, pp. 297-308.

FISCHER, G., WANG, S., LI, V. C., 2003, "Design of engineered cementitious

composites (ECC) for processing and workability requirements" proc. Int. symp. Brittle

Matrix Composites 7, Poland, pp.29-36.

208

FUKUYAMA, H., MATSUZAKI, Y., NAKANO, K. et al, 1999, ―Structural

performance of beam elements with PVA-ECC.‖ in: Proc. of High Performance Fiber

Reinforced Cement Composites 3 (HPFRCC 3), Ed. Reinhardt and A. Naaman,

Chapman & Hull, 531-542.

GARAS, V. Y., KAHN, L. F., KURTIS, K. E., 2008, ―Preliminary investigation of the

effect of steel fibers on the tensile creep and shrinkage of ultra-high performance

concrete‖. In: Creep, Shrinkage and Durability Mechanics of Concrete and Concrete

Structures, v. 1, pp. 741-744.

HANNANT, D. J., 1978, Fiber Cements and Fiber Concretes, J. Wiley, 215p.

HOMRICH, J. R., NAAMAN, A. E., 1987, ―Stress-Strain Properties of SIFCON in

Compression,‖ Fiber Reinforced Concrete: Properties and pplications, American

Concrete Institute, SP-105, Detroit, Michigan, pp. 283−304.

HORIKOSHI, T., OGAWA, A., SAITO T, HOSHIRO, H., 2005, ―Properties of PV

fibre as reinforcing materials for cementitious composites‖. In: Proc of Int workshop on

HPFRCC in structural applications, Honolulu, Hawaii, USA, May.

INTERNATIONAL UNION OF PURE AND APPLIED CHEMISTRY – IUPAC,

1976, Rules for the nomenclature of Organic Chemistry, Organic Chemistry Division

Commission on Nomenclature of Organic Chemistry, Section E: Stereochemistry

(Recommendations 1974). Collators: L. C. Cross and W. Klyne. Pure & Applied.

Chemistry. Vol. 45, pp. 11—30.

JAPAN SOCIETY OF CIVIL ENGINEERS-JSCE, 2008, Recommendations for Design

and Construction of High Performance Fiber Reinforced Cement Composites with

Multiple Fine Cracks (HPFRCC), Concrete Engineering Series 82.

JUN, P., MECHTCHERINE, V., 2009, ―Deformation behaviour of cracked Strain-

Hardening Cement-based Composites (SHCC) under sustained and repeated tensile

loading. Experiments and Modelling‖. In: Creep, Shrinkage and Durability Mechanics

of Concrete and Concrete Structures .CONCREEP-8, T. Tanabe et al. (eds.), Taylor &

Francis Group, London, pp. 487-493.

209

KABELE, P., KANAKUBO, T., 2007, ―Experimental and Numerical Investigation of

Shear Behavior of PVA-ECC in Structural Elements‖, In: Proceedings, Fifth

International RILEM Workshop on High Performance Fiber Reinforced Cement

Composites (HPFRCC 5), Reinhardt and Naaman, eds., pp. 137-146.

KALIFA, P., MENNEATEAU, F. D., QUEN RD, D., 2000, ―Spalling and pore

pressure in HPC at high temperatures‖, Cement and Concrete Research 30, pp. 1915-

1927.

K LIF , P., CHÈNE, G., G LLÉ, C., 2001, ―High temperature behaviour of HPC

with polypropylene fibers. From spalling to microstructure. Cement and Concrete

Research, 31, pp. 1487-1499.

KANDA, T., LI, V. C., 1998, "Multiple Cracking Sequence and Saturation in Fiber

Reinforced Cementitious Composites," Concrete Research and Technology, JCI, Vol. 9,

nº. 2, pp. 19-33.

KASPARKIEWICSZ, J., 1978, ―discussion‖, in: Proceedings of RILEM Symposium on

Testing and Test Methods of Fiber Cement Composites, Edited by N. Swamy, The

Construction Press, England, pp. 493−495.

KELLY, A., DAVIS, G. J., 1965, ―The Principles of Fiber Reinforcement of Metals,‖

Metallurgical Review, Vol. 10, No. 37.

KELLY, A., 1972, ―Reinforcement of Structural Materials by Long Strong Fibers,‖

ASM Symposium, Boston, Maio.

KESNER, K. E., BILLINGTON, S. L., DOUGLAS, K. S., 2003, ―Cyclic response of

highly ductile fiber-reinforced cement-based composites‖. ACI Material Journal. V.

100 nº 5, pp. 381-390.

KHAN. M. S, PRASAD, J., 2010, ―Fly ash concrete subjected to thermal cyclic loads‖.

Fatigue Fracture Engineering Materials Structure. 33, pp. 276–283.

KIM, Y. Y, KONG, H. J., LI, V. C., 2003, "Development of Sprayable Engineered

Cementitious Composites", In: Proceedings of the HPFRCC-4, Ann Arbor, MI, USA,

pp. 233-243.

210

KIM, Y. Y., G. FISCHER, Y. M. LIM et al, 2004, "Mechanical Performance of

Sprayed Engineered Cementitious Composite (ECC) Using Wet-mix Shotcreting

Process for Repair," ACI Materials Journal, Vol. 101, nº. 1, pp. 42-49.

KOJIMA, S.; SAKATA, N.; KANDA, T.; HIRAISHI, T., 2004. ―Application of Direct

Sprayed ECC for Retrofitting Damm Structure Surface – Application Mitaka Dam‖.

Concrete Journal, v. 42, n. 5, pp. 135 – 139.

KONG, H. J., BIKE, S., LI, V. C., 2003, "Constitutive Rheological Control to Develop

a Self-Consolidating Engineered Cementitious Composite Reinforced with Hydrophilic

Poly(vinyl alcohol) Fibers," Journal Cement and Concrete Composites, V.. 25, nº 3, pp.

333-341.

KRENCHEL, H., 1964. Fiber Reinforcement, Akademisk Forlag, Copenhagen,

Denmark, Eng. Translation.

LANKARD, D. R., 1985, ―Slurry Infiltrated Fiber Concrete (SIFCON): Properties and

pplications―, In Proceedings of Symposium on Very High Strength Based Materials,

Materials Research Society, Vol. 42, J.F. Young, Editor, Pittsburgh.

LANKARD, D. R., NEWELL, J. K., 1984, ―Preparation of Highly Reinforced Steel

Fiber Reinforced Concrete Composites,‖ In: Fiber Reinforced Concrete – International

Symposium, American Concrete Institute, SP-81, Detroit, pp. 277−306.

LEPECH, M, LI, V. C., 2005, ―Water permeability of cracked cementitious

composites‖. In: Proc of ICF, Torino, March.

LEPECH, M. D., LI, V. C., 2006, "Long Term Durability Performance of Engineered

Cementitious Composites", Journal of Restoration of Buildings and Monuments, Vol.

12, No. 2, pp119-132.

LI, V. C., 1992, ―Post-Crack Scaling Relations for Fiber Reinforced Cementitious

Composites‖, ASCE Journal of Materials in Civil Engineering, V. 4, nº1, pp. 41-57.

LI, V. C., LEUNG, C. K. Y., 1992, ―Steady State and Multiple Cracking Of Short

Random Fiber Composites‖, ASCE Journal of Engineering Mechanics, V. 118, nº 11,

pp. 2246-2264, 1992.

211

LI, V. C., WU, H. C., 1992, ―Conditions for Pseudo Strain-Hardening in Fiber

Reinforced Brittle Matrix Composites‖, Journal of Applied Mechanics, V. 45, nº 8, pp.

390-398.

LI, V. C., 1993, ―From Micromechanics to Structural Engineering—The Design of

Cementitious Composites for Civil Engineering pplications,‖ Journal of Structural

Mechanics and Earthquake Engineering, JSCE, V. 10, No. 2, pp. 37-48.

LI, V. C., MISHRA, D. K., NAAMAN, A. E. et al, 1994, "On the Shear Behavior of

Engineered Cementitious Composites," Journal of Advanced Cement Based Materials,

Vol. 1, No. 3, pp. 142-149.

LI, V. C., 1997, ―Damage tolerance of engineered cementitious composites.‖ in:

Advances in Fracture Research, In: Proc. 9th ICF Conference on Fracture, Sydney,

Australia, Ed. B.L. Karihaloo, Y.W. Mai, M.I. Ripley and R.O. Ritchie, Pub. Pergamon,

UK, 619-630.

LI, V. C., 1998, ―Engineered Cementitious Composites (ECC) – Tailored Composites

Through Micromechanical Modeling‖, In: Fiber Reinforced Concrete: Present and

Future. Eds: N. Banthia, A. Bentur, and A. Mufti, Canadian Society of Civil Engineers,

Montreal, 64-97.

LI, V. C., H.J. KONG, Y. W., CHAN, 1998, ―Development of Self-Compacting

Engineered Cementitious Composites,‖ In: Proceedings of International Workshop on

Self-Compacting Concrete, Kochi, Japan, 46-59.

LI, V. C., WANG, S. WU, C., 2001, "Tensile Strain-hardening Behavior of PVA-ECC,"

ACI Materials Journal, Vol. 98, nº. 6, Nov.-Dec., pp 483-492.

LI, V. C., 2003, "On Engineered Cementitious Composites (ECC). ―A Review of the

Material and its Applications‖, Journal Advanced Concrete Technology, Vol. 1,nº 3,

pp.215-230.

LI, V. C., FISCHER, G., KIM, Y. Y., LEPECH, M., et al, 2003, ―Durable Link Slabs

for Jointless Bridge Decks Based on Strain Hardening Cementitious Composites‖.

Report for Michigan Department of Transportation RC – 1438. November.

212

LI, V. C., 2004, "Strategies for High Performance Fiber Reinforced Cementitious

Composites Development", In: Proceedings of International Workshop on Advances in

Fiber Reinforced Concrete, Bergamo, Italy, pp 93-98.

LI, V. C., HORIKOSHI, T., OGAWA, A., TORIGOE, S., SAITO, T., 2004,

―Micromechanics based durability study of polyvinyl alcohol-engineered cementitious

composite‖. ACI Material Journal, May–June, pp.:242–248.

LI, V. C., ST NG, H., 2004, ―Elevating FRC Material Ductility to Infrastructure

Durability‖. In: 6th RILEM Symposium on Fiber-Reinforced Concretes (FRC), pp 171-

186.

LI, Z.; ZHOU, X., SHEN, B., 2004, ―Fiber cement extrudates with perlite subjected to

high temperatures‖. Journal of Materials in Civil Engineering, 16(3), pp. 221 – 229.

LI, M., LI, V. C., 2006, ―Behavior of ECC/Concrete Layered Repair System under

Drying Shrinkage Conditions‖. Journal for Restoration of Buildings and Monuments, v.

12, n. 2, p. 143 – 160.

LIMA, P. R. L., 2004, Análise teórica e experimental de compósitos reforçados com

fibras de sisal, Tese de doutorado, PEC/COPPE/UFRJ, Rio de janeiro.

LIN, Z., KANDA, T., LI, V. C., 1999, "On Interface Property Characterization and

Performance of Fiber Reinforced Cementitious Composites," Journal Concrete Science

and Engineering, RILEM, pp. 173-184.

LOUKILI, ., KHELIDJ, ., RICH RD, P., 1999, ―Hydration kinetics, change of

relative humidity, and autogenous shrinkage of ultra-high-concrete‖, Cement and

Concrete Research, v.29, pp. 577-584.

MAALEJ M, LI V. C, 1995, ―Introduction of strain-hardening engineered cementitious

composites‖ in design of reinforced concrete flexural members for improved durability.

ACI Structural Journal, V.2, pp. 167–76.

MAALEJ, M., HASHIDA, T., LI, V. C., 1995, ―Effect of fiber volume fraction on the

off-crack-plane fracture energy in strain-hardening engineered cementitious

composites‖. Journal American Ceramics Society. V.78, nº 12, pp. 3369-3375.

213

MAALEJ, M, AHMED S. F. U., PARAMASIVAM P., 2002, ―Corrosion durability and

structural response of functionally-graded concrete beams‖. Journal Advanced Concrete

Technology, V.1, pp. 307–16.

MAJUMDAR, A. J., 1968, ―Determining Bond Strength in Fiber Reinforced

Composites‖, Magazine of Concrete Research, Vol. 20.

MAJUMDAR, A. J., RYDER, J. F., 1968, ―Glass Fiber Reinforcement of Cement

Products,‖ Glass Technology, Vol. 9, No. 3, June, pp. 78−84.

MARSHALL, D., COX, B. N., 1988, ― J-integral Method For Calculating Steady-

State Matrix Cracking Stress in Composites‖, Mechanics of Materials, V. 7, pp. 127-

133.

MARTINOLA G, BAUML M. F., 2002, ―Optimizing ECC in order to prevent

shrinkage cracking‖, In: Proc of the JCI Int Workshop on Ductile Fiber Reinforced

Cementitious Composites (DFRCC) – Application and Evaluation (DRFCC-2002),

Takayama, Japan, pp.143–52.

METHA, P. K., MONTEIRO, P. J. M., 2008, Concreto — Estrutura, Propriedades e

Materiais. Ed. PINI. São Paulo.

MINAMI, K.; TAZAWA, E. I.; K GEY M ; S., W T N BE, Y., 1987, ―Effect of

Type of Aggregate on Mechanical Properties of Concrete Subjected to High

Temperature‖, Transections of the Japan Concrete Institute, JCI, Tokyo.

MINAMI, K.; TAZAWA, E. I.; TERANISHI, S., 1991, ―Effect of Microscopic Thermal

Stress on Mechanical Properties of Concrete Subjected to High Temperature‖, Concrete

Library of JSCE, N° 17. JSCE, Tokyo, June.

NAAMAN, A. E, 1972. A Statistical Theory of Strength for Fiber Reinforced Concrete,

Ph.D. Thesis, Massachusetts Institute of Technology, 196p.

NAAMAN, A. E., ARGON, A. F. MOAVENZADEH, 1973, ― Fracture Model for

Fiber Reinforced Cementitious Materials,‖ Cement and Concrete Research, Vol. 3, Nº

4, pp. 397−411.

214

NAAMAN, A. E., MOAVENZADEH, F., MCGARRY, F. J., 1974, ―Probabilistic

nalysis of Fiber Reinforced Concrete,‖ Journal of the Engineering Mechanic's

Division, ASCE, Vol. 100, Nº. EM2, pril, pp. 397−413.

NAAMAN, A. E., SHAH, S.P., 1979, ―Fracture and Multiple Cracking of Cementitious

Composites,‖ In Fracture Mechanics Applied to Brittle Materials, ASTM STP 678, Part

II, S.W. Frieman, Editor, (Note related symposium held in June 1978), pp. 183−201.

NAAMAN, A. E., 1987, ―High Performance Fiber Reinforced Cement Composites‖, In:

Proceedings of the IABSE Symposium on Concrete Structures for the Future, Paris,

France, September, pp. 371−376.

NAAMAN, A. E., 1987a, ― dvances in High Performance Fiber Reinforced Cement

Based Composites‖, In Proceedings of the International Symposium on Fiber

Reinforced Concrete, V.S. Parameswaran and T.S. Krishnamurti, Editors, Oxford IBH

Publishing Ltd., New Delhi, India, December, pp. 787−798.

NAAMAN, A. E., HOMRICH, J. R., 1989, ―Tensile Stress-Strain Properties of

SIFCON‖, ACI Materials Journal, Vol. 86, No. 3, 1989, pp. 244−251.

NAAMAN, A. E., 1992, ―SIFCON: ―Tailored Properties for Structural Performance‖,

In: High Performance Fiber Reinforced Cement Composite, RILEM Proceedings 15, E.

and FN SPON, London, pp. 18−38.

NAAMAN, A. E.. 2002, ―Toughness, ductility, surface energy and deflection-hardening

FRC composites‖, In: Proceedings of the JCI International Workshop on Ductile Fiber

Reinforced Cementitious Composites (DFRCC) – Application and Evaluation.

NAAMAN, A. E., REINHARDT, H. W., 2006, ―Proposed Classification of FRC

Composites Based on their Tensile Response‖ Materials and Structures, Vol. 39, page

547−555. lso In: Proceedings of symposium honoring S. Mindess, N. Banthia, Editor,

University of British Columbia, Canada, August 2005. Electronic proceedings, 13 pp.

NAAMAN, A. E., 2008, ―Development and Evolution of Tensile Strain-Hardening FRC

Composites,‖ In: Seventh RILEM International Symposium on Fibre Reinforced

Concrete: Design and Applications - BEFIB2008, Indian, v. 1, pp. 1-28.

215

NALLTHAMBI, P.; KARIHALOO, B.; HEATON, B., 1984, ―Effect of Specimen and

Crack Sizes, Water/Cement Ratio and Coarse Aggregate Texture upon Fracture

Toughness of Concrete‖, Magazine of Concrete Research, V. 36, No. 129, pp. 227-236.

NEVILLE, A., 1975, In: Proceedings of the RILEM International Symposium on Fiber

Reinforced Cement and Concrete, London, September.

NEVILLE, A. M., 1997, Propriedades do concreto, 2o ed. São Paulo: Editora Pini,

828pp.

NISHIDA, A. YAMAZAKI, N., 1995, ―Study on the properties of high strength

concrete with short polypropylene fiber for spalling resistance‖, In: Proceedings of the

International Conference on Concrete under Severe Conditions. CONSEC’95, Sapporo,

Japan, August, 1995, E&FN Spon, London, pp. 1141– 1150.

PELED, A.; CYR, M. F.; SHAH, S. P., 2000, ―High Content of Fly sh (Class F) in

Extruded Cementitious Composites,‖ ACI Materials Journal, V. 97, nº 5, Sept.-Oct., pp.

509-517.

PERDIKARIS, P. C., AND ROMEO, A., 1995, ―Size Effect on Fracture Energy of

Concrete and Stability Issues in Three-Point Bending Fracture Toughness Testing‖,

ACI Materials Journal, V. 92, No. 5, Sept.-Oct. pp. 483-496.

PETZOLD A., ROHRS M., 1970, Concrete for high temperatures, 2nd edn. Maclaren

and Sons Ltd, London

POON, C. S., SHUI, Z. H., LAM, L., 2004, ―Compressive behavior of fiber reinforced

high-performance concrete subjected to elevated temperatures‖, Cement and Concrete

Research, 34, pp. 2215–2222.

RAJU, P. M., RAO, J. A., 2001, ―Effect of temperature on residual compressive

strength of fly ash concrete‖. Indian Concrete Journal. pp. 347–351.

RILEM NDT 1, 1972, ―Testing of concrete by the ultrasonic pulse method‖.

RINALDI, Z., GRIMALDI, A., 2006, ―Influence of High Performance Fiber Reinforced

Concrete on the Ductility of Beam Elements Shear Behavior of PVA-ECC Beams‖, In:

Proceedings of the International RILEM Workshop on High Performance Fiber

216

Reinforced Cementitious Composites in Structural Applications. Hawaii, United States

of America, pp. 433-441.

RODRIGUES, C. S., 2004, Efeito da adição de cinza de casca de arroz no

comportamento de compósitos cimentícios reforçados por polpa de bambu. Tese de

D.Sc., Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, RJ, Brasil,

265p.

ROMUALDI, J. P., MANDEL, J. ., 1964, ―Tensile Strength of Concrete ffected by

Uniformly Distributed Closely Spaced Short Length of Wire Reinforcement‖, ACI

Journal, June.

ROMUALDI, J. P., 1969, ―Two Phase Concrete and Steel Materials,‖ U.S. Patent NP

oP.

3,439,094, Feb. 25.

ROSSI, CHANVILLARD, P. G., 2000, Editors, In: Proceedings of Fifth RILEM

Symposium on Fiber Reinforced Concretes (FRC), BEFIB 2000, September, Rilem

Publications, S.A.R.L., Cachan, France.

ROUSE, J. M, BILLINGTON SL 2007, ―Creep, Shrinkage, and Permeability of High-

Performance Fiber-reinforced Cement-based Composites,‖ ACI Materials Journal,

104(2), pp. 129-136.

SAHMARAN, M., LI V. C., 2007, ―De-icing Salt Scaling Resistance of Mechanically

Loaded Engineered Cementitious Composites‖, Cement and Concrete Research, Vol.

37, Nº 7, pp. 1035-1046.

SAHMARAN, M., LACHEMI, M., HOSSAIN, et al., 2009, "Influence of Aggregate

Type and Size on Ductility and Mechanical Properties of Engineered Cementitious

Composites", ACI Materials Journal, Title No.106-M36, pp.308-316.

SAHMARAN, M., LACHEMI, M. LI, V. C., 2010, ―Assessing Mechanical Properties

and Microstructure of Fire-Damaged Engineered Cementitious Composites‖. ACI

Materials Journal, V. 107, No. 3, May-June. pp. 297-304

217

SANCAK, E.,S RI, Y. D., SINSEK, O., 2008, ―Effects of Elevated Temperature on

Compressive Strength and Weight Loss of the Light – Weight Concrete with Sílica

Fume and Superplasticizer‖, Cement and Concrete Composites, V. 30. pp. 715 – 721.

SHAH, S. P., RANJAN, R. V., 1971, ―Fiber Reinforced Concrete Properties,‖ ACI

Journal, Vol. 68, NP

oP. 2, February, pp. 126−135.

SILVA, E. F., 2007, Variações dimensionais em concretos de alto desempenho

contendo aditivo redutor de retração, Tese de Doutorado, PEC-COPPE/UFRJ, Rio de

Janeiro.

SONG, G., VAN ZIJL, G. P. A. G., 2004, ―Tailoring ECC for commercial application‖.

Proceedings of 6tP

Rilem Symposium on Fibre reinforced Concrete (FRC), Varenna,

Italy, pp. 1391-1400.

SOROUSHIAN, P.; NAGI, M.; HSU, J., 1992, ―Optimization of the Use of Lightweight

ggregates in Carbon Fiber Reinforced Cement,‖ ACI Materials Journal, V. 89, No. 3,

May-June, pp. 267-276.

STANG, H., LI, V. C., 1999, ―Extrusion of ECC-material‖, In: Proc. of High

Performance Fiber Reinforced Cement Composites 3 (HPFRCC 3), Ed. H. Reinhardt

and A. Naaman, Chapman & Hull, pp.203-212.

SUN, W., CHEN, H., LUO, X., QI N, H., 2001, ―The effect of hybrid fibers and

expansive agent on the shrinkage and permeability of high-performance concrete‖,

Cement and Concrete Research, v.31, pp. 595-601.

SUTHIWARAPIRAK, P., MATSUMOTO, T., KANDA, T., 2002, "Flexural Fatigue

Failure Characteristics of an Engineered Cementitious Composite and Polymer Cement

Mortars", In: proceedings of JSCE, nº 718, pp. 121-134.

SWAMY, R. N., Editor, 1978, ―Testing and Test Methods of Fiber Cement

Composites,‖ In: RILEM Symposium Proceedings, Sheffield, The Construction Press,

England. 545p.

TAYLOR, H. F. W., 1997, Cement chemistry, 2 ed. London: Thomas Telford, 459p.

218

TJIPTOBROTO, P., HANSEN, W., 1993, ―Model for prediction of the elastic strain of

fiber reinforced composites containing high volume fractions of discontinuous fibers,‖

ACI Materials Journal, V. 90, No. 2, March− pril.

VEJMELKOVÁ, E., KONV LINK , P., P DEVĚT, P. et al. 2009. ―Mechanical,

Hygric and Thermal Properties of Cement-Based Composite with Hybrid Fiber

Reinforcement Subjected to High Temperatures‖, International Journal of

Thermophysics, V. 30 (4), pp. 1310-1322.

VELASCO, R. V.; TOLEDO FILHO, R. D. ; FAIRBAIRN, E. M. R.; LIMA, P. R. L.;

NEUMANN, R.. 2004, ―Spalling and stress-strain behaviour of polypropylene fibre

reinforced HPC after exposure to high temperatures‖. In: Sixth RILEM Symposium on

Fibre Reinforced Concrete BEFIB2004, 2004, Varenna, V. 1, pp. 699-708.

WANG, S., LI, V. C., 2005, "Polyvinyl Alcohol Fiber Reinforced Engineered

Cementitious Composites: Material Design and Performances", In: Proceedings of Int'l

workshop on HPFRCC in structural applications, Honolulu, Hawaii, USA, May pp. 23-

26, 20.

WANG, S., LI, V. C., 2007, "Engineered Cementitious Composites with High-volume

Fly Ash", ACI Material Journal, V. 104, nº. 3, May-June, pp. 233-241.

WEIMANN M. B., LI V. C., 2003, ―Hygral behaviour of engineered cementitious

composites (ECC)‖, International Journal Restoration Build Monuments, nP

0P 9,

V.5:pp.513–34.

WITTMANN, F., FURTWANGLER, K., MAO, X., 2005, ―Optimising material

properties by means of the instrumented ring test‖. In: Proc of Int workshop on

HPFRCC in structural applications, Honolulu, Hawaii, USA, May.

YANG, E.; LI, V. C., 2006. ―A Micromechanical Model for Fiber Cement Optimization

and Component Tailoring‖. In: 10th Int. Inorganic-Bonded Fiber Composite

Conference. Sao Paulo, SP.

YANG, E. H., YANG, Y., LI, V. C., 2007, "Use of High Volumes of Fly Ash to

Improve ECC Mechanical Properties and Material Greenness‖, ACI Materials Journal,

pp. 303–311.

219

ZHANG, B.; BICANIC, N.; PEARCE, C. J.; PHILLIPS, D. V., 2002, Relationship

between brittleness and moisture loss of concrete exposed to high temperatures. Cement

and Concrete Research, Vol. 32. Nº 2, pp. 363-371.

ZHANG, J., GONG, C., GUO, Z., et al, 2009. Engineered cementitious composite with

characteristic of low drying shrinkage. Cement and Concrete Research. Vol. 39, No 4.

pp. 303-312.

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