Matheus Henrique Dela Costa Ferreira
Escola de Minas
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil PROPEC
Dissertação
Influência do fator de forma e do teor de adição de
microfibras de resíduo de lã de vidro na resistência de argamassas de cimento Portland
2023
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL – PROPEC/UFOP
INFLUÊNCIA DO FATOR DE FORMA E DO TEOR DE ADIÇÃO DE MICROFIBRAS DE RESÍDUO DE LÃ DE VIDRO NA RESISTÊNCIA DE ARGAMASSAS DE
CIMENTO PORTLAND
Matheus Henrique Dela Costa Ferreira
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação do Departamento de Engenharia Civil da Escola de Minas da Universidade Federal de Ouro Preto, como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Engenharia Civil.
Orientador: Prof. Dr. Guilherme Jorge Brigolini Silva Coorientador: Prof. Dr. Keoma Defáveri do Carmo e Silva
Ouro Preto 2023
REITORIA ESCOLA DE MINAS
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL FOLHA DE APROVAÇÃO
Matheus Henrique Dela Costa Ferreira
Influência do fator de forma e do teor de adição de microfibras de resíduo de lã de vidro na resistência de argamassas de cimento Portland.
Dissertação apresentada ao Programa de Programa De Pós-Graduação Em Engenharia Civil – Propec da Universidade Federal de Ouro Preto como requisito parcial para obtenção do título de mestre
Aprovada em 10 de fevereiro de 2023
Membros da banca
Doutor Guilherme Jorge Brigolini Silva - Orientador Universidade Federal de Ouro Preto Doutora Maria Teresa Paulino Aguilar- Universidade Federal de Minas Gerais
Doutor Keoma Defaveri do Carmo e Silva - Universidade Federal de Lavras
Guilherme Jorge Brigolini Silva, orientador do trabalho, aprovou a versão final e autorizou seu depósito no Repositório Institucional da UFOP em 10/02/2023
Documento assinado eletronicamente por Guilherme Jorge Brigolini Silva, PROFESSOR DE MAGISTERIO SUPERIOR, em 22/02/2023, às 19:48, conforme horário oficial de Brasília, com fundamento no art. 6º, § 1º, do Decreto nº 8.539, de 8 de outubro de 2015.
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“Ah, bem melhor seria poder viver em paz, sem ter que sofrer, sem ter que chorar, sem ter que querer, sem ter que se dar.
Mas tem que sofrer, mas tem que chorar, mas tem que querer, pra poder amar.
Ah, que não seja meu, o mundo onde o amor morreu.”
Baden Powell & Vinicius de Moraes
AGRADECIMENTOS
Em primeiro lugar, gostaria de agradecer a todos os meus familiares, em especial os meus pais Celi de Fátima Dela Costa Ferreira e Sérgio Henrique Ferreira, cujo amor incondicional e toda forma de apoio e incentivo me deram a oportunidade de lhes escrever aqui.
Nenhuma conquista pessoal teria sido possível senão graças a todo carinho e suporte que vocês sempre me dispuseram desde sempre. O distanciamento cada vez maior pode até interromper nossa convivência diária, mas jamais conseguirá abalar o amor e felicidade que sinto por ter vocês dois na minha vida.
Quero deixar meus sinceros agradecimentos ao meu orientador, o prof. Guilherme Jorge Brigolini Silva, e ao meu coorientador, o prof. Keoma Defáveri do Carmo e Silva. Também gostaria de incluir neste agradecimento as minhas parceiras e colegas de profissão, as doutorandas Bruna Silva Almada, Marina Altoé Caetano e Vanessa Pereira Santana. Todos vocês foram peças fundamentais para o meu desenvolvimento enquanto profissional de engenharia, e não seria possível alcançar 1% dessa conquista sem o constante apoio e retorno de vocês.
Gostaria de agradecer a CAPES pelo apoio financeiro concedido durante boa parte do mestrado, a todos os colegas dos grupos de pesquisa Ative e Reciclos, como também a todos os servidores técnico-administrativos da UFOP que de alguma forma contribuíram para o desenvolvimento deste trabalho, em especial aos colegas Jéssica, Gustavo e Borba do grupo Ative, Júnio do grupo Reciclos e a Vânia do NanoLab. A todos os profissionais do PROPEC e do Lab. de Construção Civil, do Lab. de Materiais de Construção Civil, e do NanoLab. Vocês também foram imprescindíveis para a conclusão deste projeto e etapa da minha carreira.
Por último, também quero agradecer a todos os meus amigos e conhecidos da República Xiboca, na qual passei considerável tempo deste mestrado vivendo e aprendendo. Por terem sido a primeira casa a me receber aqui em Ouro Preto, todo esse período de convivência e aprendizagem com vocês também foi muito importante para minha formação enquanto ser humano. Agradeço em especial aos caríssimos amigos e amigas Vera e Zé Carlos, Esfregadinha, Bonder, Jaqueline, Monange, Guia Turístico, Cachorro-magro, Uilso, Morrola, Nicoly, XêraB, Isabella, Duracell, Gabriel, e Fadinha, por tornarem minha estadia na cidade mais alegre durante todo esse período. Por todas as risadas, conversas e momentos de descontração, todos os rolês nos parques naturais e nas incontáveis cachoeiras aqui da região e por todos os ensaios, festas, fogueiras e rodas improvisadas de samba, côco, forró, rock e maracatu proporcionados.
Certamente estes momentos jamais serão esquecidos.
RESUMO
Como se já não bastasse os impactos climáticos causados pela acumulação dos gases estufas na atmosfera, também deve-se enfatizar o problema de contaminação terrestre, devido à adoção de práticas insustentáveis de descarte dos resíduos sólidos. Entre estes resíduos, destaca-se o resíduo de lã de vidro (RLV), oriundo de um tipo de isolamento termoacústico empregado em equipamentos industriais ou em construções residenciais. Neste trabalho, buscou-se uma alternativa para o reaproveitamento do RLV gerado em plantas siderúrgicas como uma fonte de microfibras para adição em matrizes de argamassa de cimento Portland. Dessa forma, foi feita a caracterização química, física e mineralógica do RLV utilizando técnicas de fluorescência e difração de raios-x, e microscopia eletrônica de varredura. Também foram avaliados os impactos na resistência mecânica das matrizes causados tanto pela variação do fator de forma das microfibras, como pelo teor de adição de RLV. Os teores de fibras adicionados nas dosagens propostas para este estudo foram de 0%; 2,5%; 5,0%; 7,5% e 15%.
As argamassas com adição de fibras curtas e longas foram ensaiadas para obter a resistência à tração na flexão e à compressão, aos 7 e 28 dias de hidratação em regime submerso a temperatura ambiente. Os resultados das análises estatísticas feitas nos dados de resistência medidos revelaram que as fibras longas, com fator de forma maior, foram mais eficientes no ganho de resistência quando submetidas aos esforços de tração do ensaio de flexão. Já nos ensaios de compressão uniaxial, os efeitos predominantes no ganho de resistência foram promovidos devido a adição das fibras curtas, com menor fator de forma, mas com elevada área de superfície específica, o que favoreceu a formação de uma matriz densa. Portanto, concluiu- se que tanto o teor de adição de fibras quanto o fator de forma tiveram impacto positivo na resistência última. Assim, enquanto a adição de fibras curtas promoveu um ganho máximo de resistência a compressão de 43% para o traço LVM-15, a adição de fibras longas também foi responsável por um incremento máximo de 48% na resistência a tração para o traço LVL-15.
Palavras-chave: resíduo de lã de vidro, sustentabilidade, cimento, fator de forma, fibra.
ABSTRACT
As if the climate impacts caused by the accumulation of greenhouse gases in the atmosphere were not enough, the problem of terrestrial contamination must also be emphasized, due to the adoption of unsustainable solid waste disposal practices. Among these wastes, glass wool waste (GWW) stands out, coming from a type of thermoacoustic insulation used in industrial equipment or residential buildings. In this work, an alternative was sought for reusing GWW generated in steel plants as a source of microfibers for addition in Portland cement mortar matrices. Thus, the chemical, physical and mineralogical characterization of the GWW was carried out using x-ray fluorescence and diffraction techniques and scanning electron microscopy. The impacts on the mechanical strength of the matrices caused both by variation of the aspect ratio morphological parameter of the microfibers and by the amount of GWW addition were also evaluated. The levels of fibers added in the dosages proposed for this study were 0%, 2.5%, 5.0%, 7.5%, and 15%. The mortars with short and long fiber content added were tested to obtain the tensile strength in bending and compression strength, at 7 and 28 days of hydration in submerged regime at room temperature. The results of statistical analyses performed on the measured resistance data reveal that the long fibers, with a higher aspect ratio, were more efficient in gaining resistance when subjected to the tensile stresses of the bending test. In the uniaxial compression tests, the predominant effects in the resistance gain were promoted due to the addition of short fibers with a lower aspect ratio but with a larger specific surface area, which favored the formation of a denser matrix. Therefore, it was concluded that the fiber content and aspect ratio positively impacted the ultimate strength. Thus, whereas the addition of short fibers promoted a maximum gain in compressive strength of 43% for the LVM-15 mix, the addition of long fibers was also responsible for a maximum increase of 48%
in tensile strength for the LVL-15 mix.
Keywords: glass wool waste, sustainability, cement, aspect ratio, fiber.
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO ... 1
1.1. Estrutura do trabalho ... 1
1.2. Contextualização ... 1
1.3. Objetivo geral ... 3
1.4. Objetivos específicos ... 3
2. REVISÃO DE LITERATURA ... 4
2.1. Lã de vidro ... 4
2.2. Hidratação e endurecimento de matrizes cimentícias ... 6
2.2.1. Hidratação do cimento Portland ... 6
2.2.2. Energia de superfície ... 8
2.2.3. Adsorção física e química... 10
2.2.4. Nucleação do C-S-H e densificação da matriz ... 11
2.3. Comportamento mecânico de matrizes reforçadas com fibras ... 13
2.3.1. Formação e propagação de fissuras – Teoria de Griffith... 13
2.3.2. Influência da adição de fibras na matriz – efeito crack-bridging ... 18
3. MATERIAIS E MÉTODOS ... 21
3.1. Beneficiamento e caracterização dos materiais ... 22
3.1.1. Cimento Portland ... 22
3.1.2. Areia ... 22
3.1.3. Resíduo de lã de vidro ... 23
3.2. Dosagem e mistura das argamassas ... 26
3.3. Moldagem e cura dos corpos-de-prova ... 29
3.4. Avaliação da resistência mecânica das argamassas ... 30
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES ... 32
4.1. Caracterização do resíduo de lã de vidro ... 32
4.1.1. Caracterização química... 32
4.1.2. Caracterização mineralógica... 32
4.1.3. Caracterização física ... 33
4.2. Resistência média à tração na flexão – ftm ... 36
4.3. Resistência média à compressão - fcm ... 44
5. CONCLUSÕES ... 50
6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 51
7. REFERÊNCIAS ... 52
LISTA DE FIGURAS
Figura 1. Lã de vidro comercializada na forma de rolo e painéis. Fonte: Vieira (2016). ... 5 Figura 2. Formação do C-S-H inner-product (IP) e outer-product (OP) em um grão de alita (C3S), numa micrografia MEV-BSE de uma pasta de cimento hidratada por a) 1 dia, e b) 90 dias. Fonte: Scrivener, Snellings & Lothenbach (2016). ... 7 Figura 3. Diferença dos campos de forças eletrostáticas entre os átomos do interior e átomos da interface. Fonte: Young et al. (1998). ... 8 Figura 4. Diagrama de energia potencial (U) de Condon-Morse. Fonte: adaptado de Young et al. (1998). ... 9 Figura 5. Ilustração esquemática da influência da morfologia na energia de superfície. Fonte:
adaptado de Hebda & Wachal (1980) apud Burakowski & Wierzchon (1999). ... 10 Figura 6. Ilustração do fenômeno de nucleação heterogênea na superfície das microfibras.... 12 Figura 7. Energia de ruptura das ligações químicas. Fonte: adaptado de McGinty (2014)... 14 Figura 8. Propagação de uma fissura com comprimento 𝑎, pela ruptura das ligações interatômicas devido ao trabalho aplicado no material. Fonte: adaptado de McGinty (2014). 14 Figura 9. Região adjacente descarregada (em azul), após o crescimento da fratura. Fonte:
adaptado de McGinty (2014). ... 15 Figura 10. Balanço de energia mecânica total feito por Griffith. Fonte: adaptado de McGinty (2014). ... 16 Figura 11. Comprimento crítico da fratura em função da tensão externa aplicada. Fonte:
adaptado de Föll (2000). ... 17 Figura 12. Ilustração do efeito crack-bridging em microfissuras (fora de escala). ... 19 Figura 13. Ilustração da influência do fator de forma no efeito crack-bridging, devido ao comprimento de ancoragem das fibras. ... 20 Figura 14. Fluxograma das principais etapas do programa experimental ... 21 Figura 15. Distribuição granulométrica da areia utilizada nas argamassas, obtida pelo método do peneiramento. ... 23 Figura 16. RLV depois de ser cortado em pedaços menores... 23 Figura 17. Redução da amostra de lã de vidro por quarteamento (esquerda) e pesagem (direita), para as análises de caracterização do resíduo. ... 25 Figura 18. Homogeneização dos ingredientes a seco, antes de proceder para a mistura na argamassadeira... 27 Figura 19. Consistência da argamassa REF sem aditivo. ... 27
Figura 20. Consistência da argamassa REF com aditivo... 28
Figura 21. Determinação do IC do traço LVL-15, com destaque para a exsudação excessiva da água de amassamento antes e após o ensaio de abatimento. ... 28
Figura 22. Preenchimento e adensamento dos moldes em duas camadas. ... 29
Figura 23. Sulcos longitudinais feitos após o adensamento da primeira camada. ... 29
Figura 24. Procedimento de cura dos cps prismáticos. ... 30
Figura 25. Configuração dos ensaios de ruptura por a) tração na flexão em três pontos e b) compressão uniaxial. ... 31
Figura 26. Resultado da caracterização mineralógica do resíduo de lã de vidro. ... 33
Figura 27. Aspecto das microfibras de resíduo de lã de vidro beneficiadas pelo método de moagem M. ... 34
Figura 28. Aspecto das microfibras de resíduo de lã de vidro beneficiadas pelo método de moagem L. ... 34
Figura 29. Distribuição de comprimento das fibras curtas utilizadas nos traços do tipo LVM. ... 35
Figura 30. Distribuição de comprimento das fibras longas utilizadas nos traços do tipo LVL. ... 35
Figura 31. Resistência média à tração na flexão para argamassas com adição de fibras curtas tipo LVM aos 7 e 28 dias de idade. ... 36
Figura 32. Resistência média à tração na flexão para argamassas com adição de fibras longas tipo LVL aos 7 e 28 dias de idade. ... 37
Figura 33. Análise de regressão linear para ftm aos 7 dias para os traços a) LVM e b) LVL. .. 39
Figura 34. Análise de regressão linear para ftm aos 28 dias para os traços a) LVM e b) LVL. 43 Figura 35. Resistência média à compressão para argamassas com traço LVM aos 7 e 28 dias de idade. ... 44
Figura 36. Resistência média à tração na flexão para argamassas com traço LVL aos 7 e 28 dias de idade. ... 45
Figura 37. Análise de regressão linear para fcm aos 7 dias para os traços a) LVM e b) LVL. . 46 Figura 38. Análise de regressão linear para fcm aos 28 dias para os traços a) LVM e b) LVL. 48
LISTA DE TABELAS
Tabela 1. Limites de composição química e perda ao fogo típicas do RLV. ... 5 Tabela 2. Dosagem dos traços e seus respectivos índices de consistência. ... 28 Tabela 3. Resultado da análise de composição química do RLV e PF. ... 32 Tabela 4. Resistência à tração na flexão média para cada traço, com incremento em relação ao traço de referência. ... 37 Tabela 5. Resultados do ANOVA/Tukey, para ruptura por flexão aos 7 dias de cura. ... 40 Tabela 6. Resultados do ANOVA/Tukey, para ruptura por flexão aos 28 dias de cura. ... 43 Tabela 7. Resistência à compressão média para cada traço, com incremento em relação ao traço de referência. ... 45 Tabela 8. Resultados do ANOVA/Tukey, para ruptura por compressão aos 7 dias de cura. ... 47 Tabela 9. Resultados do ANOVA/Tukey, para ruptura por compressão aos 28 dias de cura. . 49
LISTA DE SIGLAS
ANOVA – Analysis of Variance
CH – Hidróxido de cálcio (notação de química do cimento) CPC – Cimento Portland comum
cps – Corpos-de-prova
C-S-H – Silicato de cálcio hidratado (notação de química do cimento) C-S-H(IP) – Silicato de cálcio hidratado do tipo inner product
C-S-H(OP) – Silicato de cálcio hidratado do tipo outer product DRX – Difração de Raios-X
FRX – Fluorescência de Raios-X
IC – Índice de Consistência da argamassa IP – Inner Product
LCC – Laboratório de Construção Civil
LMC2 – Laboratório de Materiais de Construção Civil LV – Lã de Vidro
LVL – Traço com adição de resíduo de lã de vidro moído pelo método de moagem L LVM – Traço com adição de resíduo de lã de vidro moído pelo método de moagem M MF – Módulo de finura da areia
MEV-BSE – Microscopia Eletrônica de Varredura, modo backscattered electrons MEV-SE – Microscopia Eletrônica de Varredura, modo secondary electrons OP – Outer Product
PF – Perda ao Fogo
REF – Traço de referência (sem adição) RLV – Resíduo de lã de vidro
RLV-L – Resíduo de lã de vidro moído por 30 minutos pelo método de moagem L RLV-M – Resíduo de lã de vidro moído por 30 minutos pelo método de moagem M
LISTA DE SÍMBOLOS
𝑟0 – Distância de equilíbrio interatômico no interior do corpo
𝑟0′ – Distância de equilíbrio interatômico na interface do corpo com o meio externo 𝑎 – Comprimento (ou profundidade) da fissura
𝑎𝑐 – Comprimento crítico da fissura 𝐸𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 – Energia mecânica total do corpo
𝑈∗– Densidade de energia de deformação, por unidade de volume 𝑉 – Volume de determinada região do corpo
𝐸𝑎𝑑𝑠 – Energia de adsorção
𝐸𝑠𝑢𝑝+𝑎𝑑𝑠𝑜𝑟𝑣𝑎𝑡𝑜 – Energia da interface entre adsorvente e adsorvato 𝐸𝑎𝑑𝑠𝑜𝑟𝑣𝑎𝑡𝑜 – Energia do adsorvato
𝐸𝑠𝑢𝑝 – Energia livre de superfície
𝛥𝑈 – Energia de deformação liberada no crescimento da fissura 𝜎 – Tensão normal
𝜎𝑓 – Tensão última de falha
𝐸 – Módulo de elasticidade do material
𝛾𝑠 – Energia de superfície específica, por unidade de área 𝑎/𝑐 – Relação água-cimento
𝐿𝑖 – Comprimento individual de uma fibra
𝐿𝑚é𝑑 – Comprimento médio de um conjunto de fibras 𝑑𝑚é𝑑 – Diâmetro médio um conjunto de fibras
𝐷𝑚á𝑥 – Diâmetro máximo característico da areia 𝐿/𝑑 – Fator de forma
𝐿/𝑑𝑚é𝑑 – Fator de forma médio para uma distribuição de comprimentos de várias fibras 𝑅2 – Coeficiente de correlação da reta de ajuste
𝑓𝑡 – Resistência à tração na flexão de um corpo-de-prova 𝑓𝑐 – Resistência à compressão de um corpo-de-prova 𝑓𝑡𝑚 – Resistência média à tração na flexão de um traço 𝑓𝑐𝑚 – Resistência média à compressão de um traço
𝜃 – Ângulo de contato na interface tríplice do menisco capilar 𝑟 – Raio do poro capilar
1. INTRODUÇÃO
1.1. Estrutura do trabalho
O conteúdo deste trabalho foi subdividido em 7 seções principais. A seção 1 trata da introdução do tema, com uma breve contextualização e os objetivos gerais e específicos desta investigação. A seção 2 traz uma revisão da literatura que inclui uma breve abordagem sobre as características e aplicações da lã de vidro, assim como uma revisão sobre como se dá a hidratação e densificação de matrizes cimentícias. Ainda na seção 2 encontra-se uma revisão dedicada a elucidar o comportamento de matrizes com adição de fibras, e alguns conceitos teóricos importantes de Mecânica da Fratura, pertinentes no que tange o comportamento mecânico dos sólidos com imperfeições. A seção 3 descreve toda a metodologia empregada para a realização do trabalho, dando detalhes de todo o programa experimental seguido para obtenção dos resultados. A seção 4 expõe e faz uma análise dos resultados de caracterização do RLV e dos ensaios de resistência mecânica propostos. A seção 5 traz as conclusões do trabalho, elencando de modo sucinto os pontos essenciais extraídos da análise e discussão dos resultados.
Por fim, as seções 6 e 7 compreendem as sugestões para trabalhos futuros, e toda a bibliografia consultada para a elaboração deste estudo, respectivamente.
1.2. Contextualização
Pelo fato de as matrizes cimentícias serem largamente empregadas em diversas aplicações, seja em revestimentos decorativos, ou em argamassas e concretos, é necessário que estas possuam propriedades de engenharia que garantam sua performance satisfatória em serviço. Por possuir um comportamento frágil à temperatura ambiente, sabe-se que uma das maiores limitações das matrizes cimentícias é a sua baixa resistência à esforços de tração, que é da ordem de 5 a 10% da resistência à compressão (MEHTA; MONTEIRO, 2014; NEVILLE, 2016; TEO; LEE; LEE, 2017). Isto faz com que a utilização de argamassas e concretos para fins estruturais se dê em conjunto com um material de reforço, com capacidade de resistir às tensões de tração que surgirão no elemento estrutural quando este for submetido ao carregamento de serviço. É neste contexto que surge o concreto armado, através da união e atuação solidária do concreto, um material frágil com alta resistência à compressão, com barras de aço-carbono, um material dúctil com elevada resistência à esforços de tração (OGUNDEJI;
OLUTOGE, 2015).
Por se comportar de maneira frágil, o concreto se rompe com facilidade nas regiões tracionadas, originando fissuras nas quais o aço, enquanto material de reforço, deverá ser capaz
de manter a continuidade dos esforços através da fissura, atuando como uma espécie de “ponte de tensões” de tração (BANTHIA; SHENGB, 1996). É válido ressaltar que esse mecanismo de atuação só é possível graças ao aspecto morfológico das barras de aço, que se assemelha ao de uma fibra, com um fator de forma (ou aspect ratio, L/d) >> 1 (CARDOSO; LAMEIRAS;
CAPUZZO, 2021). Visto que as fissuras observadas no ensaio de flexão de vigas de concreto armado têm origens nas zonas de transição interfacial (ZTI), alguns experimentos foram realizados visando explorar este mecanismo também em menores escalas (ALOMAYRI, 2017;
BANTHIA; SHENGB, 1996; MEHTA; MONTEIRO, 2014; NELSON; LI; KAMADA, 2002;
REIS, 2007; SHARMA et al., 2013; SINDU; SASMAL, 2019). Nesse sentido, vários trabalhos científicos têm sido publicados a fim de avaliar o desempenho mecânico de matrizes cimentícias com a adição de fibras diversas, com dimensões macro (mm), micro (μm) e até nanoscópicas (nm) (BEHDOUJ et al., 2013; CARDOSO; LAMEIRAS; CAPUZZO, 2021;
CHUN; YOO; BANTHIA, 2020; DANTAS et al., 2020; ESMAEELI; BARROS; MASTALI, 2012; PARVEEN; RANA; FANGUEIRO, 2013).
Além do impacto ambiental causado pela fabricação do cimento Portland comum (CPC), somam-se a este os enormes volumes de resíduos industriais que, por não possuírem método consolidado de reciclagem, são descartados anualmente de maneira rudimentar e insustentável. Dentre estes resíduos, pode-se citar a lã de vidro, um isolante termoacústico que é amplamente empregado tanto em processos térmicos industriais que exigem eficiência energética, quanto no uso residencial, especialmente nos países com climas frios e invernos rigorosos (VÄNTSI; KÄRKI, 2014).
Visto que o resíduo de lã de vidro (RLV) é constituído de microfibras (L/d >> 1) emaranhadas e aglutinadas por uma resina, percebeu-se que após o devido beneficiamento, este resíduo tem potencial para a confecção de matrizes cimentícias reforçadas com fibras. Assim, neste estudo verificou-se a possibilidade de incorporação do RLV em argamassas de CPC.
Desta forma, foram avaliados os efeitos de diferentes teores e comprimentos de microfibras de RLV, obtidos através de dois métodos distintos de moagem, nas propriedades mecânicas das argamassas de CPC. Para isso, foram moldados corpos-de-prova prismáticos de argamassas de referência e com adição de RLV, que em seguida foram curados em ambiente submerso à temperatura ambiente até a data de ruptura, com idades de 7 e 28 dias de hidratação.
1.3. Objetivo geral
Este trabalho tem por objetivo avaliar e mensurar os efeitos de vários teores de adição e da variação do fator de forma de microfibras de RLV moído na resistência mecânica de argamassas convencionais de cimento Portland.
1.4. Objetivos específicos
• Obter informações quantitativas e qualitativas a respeito das características químicas, físicas e mineralógicas do RLV;
• Obter os resultados de resistência média à tração na flexão e à compressão das argamassas com e sem adição de fibras;
• Avaliar a influência do fator de forma das microfibras de RLV na resistência última das argamassas;
• Avaliar e discutir os efeitos na resistência última que o teor de adição de ambos os tipos de RLV é capaz de promover em matrizes cimentícias.
2. REVISÃO DE LITERATURA 2.1. Lã de vidro
A lã de vidro é um produto geralmente comercializado em rolos e painéis (Figura 1), com a finalidade de aplicação como isolante termoacústico, tanto para uso industrial como também para o isolamento de ambientes domésticos. Sua fabricação pode utilizar vidro comum, areia ou qualquer outra fonte de SiO2 disponível como matéria-prima que, após ser fundido no forno por volta de 1.100 ºC, é submetido à um processo de centrifugação em alta velocidade, dando origem às microfibras (KNAUF, 2022).
Neste trabalho, o resíduo de lã de vidro (RLV) empregado é oriundo de uma planta siderúrgica, onde foi utilizado no isolamento térmico dos fornos e caldeiras, permitindo-lhes uma maior eficiência energética ao evitar perdas excessivas de calor para o meio externo (BORGES, 2007; CAETANO, 2020). Borges (2007) elencou uma série de propriedades e características da lã de vidro que dão suporte à sua aplicabilidade em diversas situações, como:
• Leveza e fácil maneabilidade, podendo ser cortada em diversos tamanhos;
• Produto inerte, não atacando as superfícies as quais estiverem em contato;
• Incombustibilidade, evitando a propagação de chamas e reduzindo o risco de incêndios;
• Excelente isolamento termoacústico, garantindo a eficiência térmica de processos industriais e o conforto residencial;
• Durabilidade e manutenção permanente das suas propriedades isolantes em condições normais de temperatura;
• Por ser um produto inorgânico, não é capaz de proliferar fungos e bactérias.
Em seu trabalho, Vieira (2016) constatou que a lã de vidro submetida às condições específicas impostas pelos fornos das plantas siderúrgicas têm vida útil entre 18 e 24 meses, perdendo sua eficiência no isolamento térmico após este período. Na Europa, Väntsi & Kärki (2014) afirmaram que as lãs minerais (lã de vidro e de rocha) são amplamente utilizadas, correspondendo a cerca de 60% das vendas no mercado europeu de isolantes. Este dado reflete a predominância destes materiais como opção de isolamento termoacústico em residências europeias, que estão sujeitas a invernos rigorosos com temperaturas que podem alcançar valores muito abaixo de 0 ºC.
O RLV é um resíduo composto por microfibras de vidro entrelaçadas que são aglutinadas por uma resina sintética, que o confere um aspecto visual esverdeado a amarelado.
A Tabela 1 traz a composição química típica dos óxidos que constituem o RLV oriundo da siderúrgica, determinada pelo equipamento de fluorescência de raios-x (FRX), como também sua perda ao fogo (PF) no forno mufla a cerca de 1050 ºC por duas horas.
Tabela 1. Limites de composição química e perda ao fogo típicas do RLV.
Óxido Teor (%massa) Referências SiO2 38,5 – 45,5 Borges (2007);
Caetano (2020);
Defáveri et al.
(2019).
CaO 16,6 – 19,7 Al2O3 10,0 – 17,6 Fe2O3 10,4 – 14,5 Na2O ~1,0
K2O ~1,0
MgO 8,5 – 8,8 Outros 5,1 – 6,8 PF 3,1 – 5,3
Figura 1. Lã de vidro comercializada na forma de rolo e painéis. Fonte: Vieira (2016).
Apesar do seu potencial para utilização em compósitos cimentícios, o RLV ainda é comumente descartado em aterros, acarretando grandes prejuízos ao meio ambiente no médio e longo prazo (BORGES, 2007; VIEIRA, 2016). Os autores Yap et al. (2021) estimaram que cerca de 2,5 Mtonne de resíduos de lã mineral são gerados anualmente nos países da UE27, com resíduo de LV representando somente 30% desse total. Estes também constataram que a baixa densidade das lãs minerais torna a deposição desse resíduo em aterros uma prática dispendiosa e insustentável, uma vez que este requer grande volume de espaço para ser
armazenado (YAP et al., 2021). Embora a prática inadequada do descarte deste resíduo represente uma ameaça ao meio ambiente, o RLV ainda está longe de ser o tipo mais frequente de resíduo à base de vidro a ser descartado em aterros. Esta posição atualmente é ocupada pelos resíduos de vidro soda-cal, que estão praticamente em todos os lugares do cotidiano moderno, como garrafas, janelas, vitrines, artigos decorativos, etc. (BORGES et al., 2021; BUENO et al., 2020; HIGUCHI et al., 2021).
2.2. Hidratação e endurecimento de matrizes cimentícias 2.2.1. Hidratação do cimento Portland
Ao entrar em contato com a água (H2O), as fases aluminato (C3A e C4AF) e silicatos de cálcio (C3S e C2S) que compõe o CPC sofrem reações de dissolução-precipitação por meio de um processo de hidrólise alcalina, liberando cátions Ca2+, Na+, K+ e ânions de tetraedros de SiO44- e AlO45- na solução alcalina dos poros (TAYLOR, 1997). Estas espécies químicas, que em solução aquosa adquirem grande mobilidade e migram rapidamente em meio as moléculas de H2O, acabam por reagir com este para formar fases aluminatos (C-A-H, nCaO.Al2O3.xH2O), sulfoaluminatos (C6AŜ3H32 e C4AŜH18, onde Ŝ = SO42-) e silicatos de cálcio hidratados (C-S- H, CaO.SiO2.H2O) (NEVILLE, 2016; TAYLOR, 1997). As principais reações de dissolução- precipitação que ocorrem na hidratação do cimento são (MEHTA; MONTEIRO, 2014;
NEVILLE, 2016; TAYLOR, 1997):
• 𝐶3𝐴 + 𝐶Ŝ + H → 𝐶6𝐴Ŝ3𝐻32 𝑒 𝐶4𝐴Ŝ𝐻18 (hidratação muito rápida dos aluminatos e sulfato de cálcio, formando etringita e monosulfoaluminato de cálcio hidratado);
• 2𝐶3𝑆 + 6H → 𝐶3𝑆2𝐻3+ 3𝐶𝐻 (hidratação rápida do silicato tricálcico (alita), formando C-S-H e portlandita (CH));
• 2𝐶2𝑆 + 4H → 𝐶3𝑆2𝐻3+ 𝐶𝐻 (hidratação lenta do silicato dicálcico (belita), formando C-S-H adicional e CH).
Assim, os autores Mehta & Monteiro (2014) afirmam que o tempo de pega e enrijecimento inicial (perda de trabalhabilidade) são determinados pela taxa de hidratação dos aluminatos e sulfatos de cálcio. Já na fase de endurecimento da matriz, o ganho resistência nas idades iniciais e tardias de hidratação são definidos pela taxa de hidratação dos silicatos de cálcio alita e belita, respectivamente.
No entanto, Mehta & Monteiro (2014) ainda alertam que a hidratação por dissolução- precipitação predomina somente em idades iniciais, após o primeiro contato dos grãos de
cimento anidros com a água. Deste modo, passado algum tempo depois do primeiro contato com a água, as reações de dissolução-precipitação já progrediram a ponto de as fases hidratadas ocuparem o espaço entre grãos que antes era preenchido pela solução dos poros. Isso faz com que a mobilidade iônica se torne muito restrita, dando lugar a outro tipo de mecanismo de reação conhecido como hidratação topoquímica (MEHTA; MONTEIRO, 2014; NEVILLE, 2016).
Segundo Mehta & Monteiro (2014), na hidratação topoquímica não ocorre a dissolução e migração de íons para uma solução aquosa, mas sim a reação em estado sólido da porção de grão anidro com as moléculas de água nas bordas já reagidas e transformadas em C-S-H. A ocorrência de ambos os mecanismos de hidratação é o que dá origem à diferenciação dos produtos de hidratação internos (Inner Products – IP) e externos (Outer Products – OP) (SCRIVENER; SNELLINGS; LOTHENBACH, 2016; YOUNG et al., 1998). O gel C-S-H(OP) (Figura 2a) é um hidrato sólido e amorfo, com razão Ca/Si menor, produto das reações de dissolução-precipitação dos cátions e ânions presentes na solução dos poros, ocupando posteriormente este lugar que é externo aos grãos de cimento anidros (MEHTA; MONTEIRO, 2014). Já o C-S-H(IP) (Figura 2b) é também um hidrato sólido e amorfo, porém com razão Ca/Si maior, sendo o produto da reação de hidratação topoquímica da região interfacial do grão anidro, que está confinado pelo C-S-H(OP) (MEHTA; MONTEIRO, 2014; SCRIVENER;
SNELLINGS; LOTHENBACH, 2016).
Figura 2. Formação do C-S-H inner-product (IP) e outer-product (OP) em um grão de alita (C3S), numa micrografia MEV-BSE de uma pasta de cimento hidratada por a) 1 dia, e b) 90
dias. Fonte: Scrivener, Snellings & Lothenbach (2016).
2.2.2. Energia de superfície
Todo corpo no espaço possui um limite físico conhecido como superfície. Essa superfície pode ser mais bem definida como a interface entre duas fases distintas que coexistem no espaço real, podendo se apresentar como fases mais ou menos condensadas (sólida, líquida ou gasosa). Young et al. (1998) explicou que os átomos posicionados nesses sítios de interface experimentarão um campo de força assimétrico quando comparados aos átomos localizados no interior do corpo. Burakowski & Wierzchon (1999) afirmaram que essas forças surgem devido às interações eletrostáticas entre os elétrons de valência dos átomos (os mesmos elétrons responsáveis pelas ligações químicas). Uma vez que os átomos localizados no interior de um corpo possuem maior simetria de ligações químicas com os átomos circundantes, o campo de forças eletrostáticas que atua ao redor deles também é simétrico, o que não ocorre para os átomos em sítios superficiais.
Neste último caso, Burakowski & Wierzchon (1999) demonstraram que essa assimetria do campo de forças eletrostáticas provoca um acúmulo de energia potencial na interface, caracterizando o que se denomina energia de superfície. A Figura 3 ilustra este fenômeno, onde
“𝑟0” e “𝑟0′” representam a distância de equilíbrio interatômico no diagrama de Condon-Morse (Figura 4) para os átomos do interior e da interface, respectivamente.
Figura 3. Diferença dos campos de forças eletrostáticas entre os átomos do interior e átomos da interface. Fonte: Young et al. (1998).
Figura 4. Diagrama de energia potencial (U) de Condon-Morse. Fonte: adaptado de Young et al. (1998).
Young et al. (1998) distinguiu ainda mais os termos “energia de superfície” e “energia livre de superfície”. Ele afirmou que o termo “energia livre de superfície” se aplica quando os átomos da superfície têm mobilidade suficiente para saltar para as novas posições de equilíbrio (𝑟0′) com menor energia potencial, como ocorre em fases líquidas (ponto A na Figura 4).
Contudo, para o caso de partículas sólidas originadas por clivagem (como ocorre na superfície de fissuras), como os átomos das superfícies recém-formadas não possuem tal mobilidade, elas permanecerão presas em suas posições de equilíbrio anteriores (𝑟0). Como consequência, a energia de superfície em um sólido clivado será maior do que a energia livre de superfície.
(ponto B na Figura 4), porque os átomos estarão impedidos de se reorganizar na nova configuração estável (YOUNG et al., 1998).
À luz desse conhecimento, é razoável afirmar que as fases e partículas sólidas possuem maior energia de superfície do que as fases líquidas. Os autores Burakowski & Wierzchon (1999) também concordam que a morfologia da partícula, juntamente com a rugosidade da superfície e outros defeitos na estrutura atômica, também contribui para o aumento da energia de superfície, elevando a reatividade destes materiais. Em seu estudo de cristais de calcita e fluorita, Gao et al. (2012) demonstraram que maiores densidades de ligações quebradas em certos planos da estrutura cristalina implicavam numa maior energia superficial para esses
planos. Isso é demonstrado esquematicamente na Figura 5 para planos, cantos e arestas de fases sólidas.
Figura 5. Ilustração esquemática da influência da morfologia na energia de superfície. Fonte:
adaptado de Hebda & Wachal (1980) apud Burakowski & Wierzchon (1999).
2.2.3. Adsorção física e química
A energia de superfície desempenha um papel chave na ocorrência de fenômenos físico- químicos de interface envolvendo interações eletrostáticas, como a adsorção de átomos e moléculas na superfície de um sólido. Ademais, a adsorção dos íons Ca2+, SiO44- e OH- dissolvidos na solução alcalina dos poros na superfície das partículas sólidas é o primeiro passo para a formação de um núcleo estável de C-S-H pelo processo de nucleação heterogênea (Figura 6). A substância que tem mobilidade suficiente para se aderir é chamada de adsorvato (geralmente a fase menos condensada), enquanto a fase na qual a substância será adsorvida é conhecida como adsorvente.
Chiou (2003) afirma que a adsorção é um fenômeno exotérmico, uma vez que a ligação das moléculas a uma determinada superfície corresponderá a uma redução global na sua liberdade de movimento, bem como também a uma redução da energia de superfície do adsorvente. Os fenômenos espontâneos de adsorção são característicos pela liberação de energia térmica (calor de adsorção), e essa energia pode ser calculada usando a (Eq. 1 (CHEN et al., 2021; PRADIP et al., 2002; SAHOO et al., 2015; XU et al., 2016)
𝐸𝑎𝑑𝑠 = 𝐸𝑠𝑢𝑝+𝑎𝑑𝑠𝑜𝑟𝑣𝑎𝑡𝑜− 𝐸𝑠𝑢𝑝− 𝐸𝑎𝑑𝑠𝑜𝑟𝑣𝑎𝑡𝑜 (Eq. 1)
Onde 𝐸𝑎𝑑𝑠 é a energia de adsorção, 𝐸𝑠𝑢𝑝+𝑎𝑑𝑠𝑜𝑟𝑣𝑎𝑡𝑜 é a energia da nova interface formada entre a superfície do sólido e o adsorvato, 𝐸𝑠𝑢𝑝 é a energia de superfície do adsorvente, e 𝐸𝑎𝑑𝑠𝑜𝑟𝑣𝑎𝑡𝑜 é a energia do adsorvato, todos em kJ/mol.
De acordo com Xu et al. (2016), valores gradualmente negativos de 𝐸𝑎𝑑𝑠 correspondem a maiores liberações de calor, o que torna a adsorção um processo exotérmico termodinamicamente favorável e espontâneo. Os autores Pradip et al. (2002) e Sahoo et al.
(2015) também explicam que valores cada vez mais negativos de 𝐸𝑎𝑑𝑠 significam ligações ainda mais fortes entre o adsorvente e o adsorvato. Em contrapartida, valores mais positivos de 𝐸𝑎𝑑𝑠 sugerem que neste caso a adsorção se trata de um processo endotérmico, pois energia será exigida do meio para prosseguir, sendo este um cenário termodinamicamente não favorável e, portanto, não espontâneo (XU et al., 2016).
Dependendo da magnitude da energia de adsorção, este fenômeno também pode ser classificado em duas categorias principais, conhecidas pelos termos fisissorção e quimissorção (CHIOU, 2003). A fisissorção ocorrerá quando a energia de adsorção 𝐸𝑎𝑑𝑠 estiver situada dentro da faixa das energias de ligações intermoleculares (menos de 40 kJ/mol), e as interações eletrostáticas são de longo alcance, do tipo van der Waals ou pontes de hidrogênio (BURAKOWSKI; WIERZCHON, 1999). Por outro lado, a quimissorção ocorrerá quando 𝐸𝑎𝑑𝑠 estiver situada dentro da faixa das energias das ligações iônicas/covalentes (tipicamente 100- 1000 kJ/mol). Esse 𝐸𝑎𝑑𝑠 elevado é característica de uma ligação de curto alcance mais forte que se desenvolveu na interface devido a uma reação química entre as duas fases envolvidas no fenômeno de adsorção (BURAKOWSKI; WIERZCHON, 1999; YOUNG et al., 1998).
2.2.4. Nucleação do C-S-H e densificação da matriz
Nas idades iniciais de hidratação do CPC, tão logo sucedida a adsorção dos íons dissolvidos na solução dos poros nas superfícies das fibras e outros grãos presentes na suspensão, a formação do C-S-H se dá através de duas etapas (KADRI et al., 2010). A primeira delas é a formação de um núcleo estável da nova fase pelo processo de nucleação heterogênea, que é seguida pela etapa de crescimento do C-S-H pela continuação do processo de quimissorção de íons Ca2+, SiO44- e OH- da solução dos poros (Figura 6) (KADRI et al., 2010;
OUYANG et al., 2017; PRASAD, 2008).
Para a ocorrência da nucleação heterogênea, é necessário que haja sítios de nucleação disponíveis, e estes estão situados na superfície das fases sólidas presentes na suspensão (PRASAD, 2008). Isso significa que a superfície específica de materiais empregados como
adição ou filler tem implicações diretas na microestrutura da matriz, visto que quanto maior a área de superfície específica, maior será a disponibilidade de sítios para a nucleação heterogênea do C-S-H (JAYAPALAN; LEE; KURTIS, 2009; OUYANG et al., 2017). Assim, a adição de certos teores de materiais finos na matriz no estado fresco resulta em uma maior densidade final da matriz no estado endurecido, devido à nucleação de C-S-H adicional na superfície das partículas do material (DEMO et al., 2012; KADRI et al., 2010).
Figura 6. Ilustração do fenômeno de nucleação heterogênea na superfície das microfibras.
Como a partícula de filler tende a preencher os interstícios entre os grãos de cimento e areia, em espaços que provavelmente estariam ocupados pela solução alcalina, a própria presença da partícula sólida naquele espaço já se traduz em um aumento na densidade final, devido ao melhor empacotamento dos grãos. Tal ocorrência é conhecida na literatura como efeito filler, e é esperado que a ocorrência conjunta deste efeito com a nucleação heterogênea contribua na formação de uma matriz cimentícia mais rígida e densa, por meio de uma estrutura de poros mais refinada (DEFÁVERI et al., 2022; KADRI et al., 2010; MEHTA; MONTEIRO, 2014; NEVILLE, 2016). Nesse sentido, a adição de finos com maior superfície específica tem capacidade de promover um adensamento melhorado da matriz pelo efeito filler, visto que o tamanho das partículas deve ser tal que estas caibam nos interstícios microscópicos entre grãos.
A resistência à compressão das matrizes cimentícias está relacionada de forma diretamente proporcional com a sua densidade, posto que somente o esqueleto sólido rígido da matriz endurecida é capaz de suportar as tensões compressivas (MEHTA; MONTEIRO, 2014).
Como os efeitos filler e de nucleação heterogênea atuam em conjunto no sentido de reduzir a porosidade da matriz, sua atuação é diretamente responsável pelos ganhos de resistência à compressão observados em vários estudos onde foram empregadas adições de diversos tipos de pós finos em matrizes cimentícias (BORGES et al., 2021; CHEN et al., 2020; DEMO et al., 2012; JAYAPALAN; LEE; KURTIS, 2009; KADRI et al., 2010; LI et al., 2020; OUYANG et al., 2017).
2.3. Comportamento mecânico de matrizes reforçadas com fibras 2.3.1. Formação e propagação de fissuras – Teoria de Griffith
Para entender os fenômenos que induzem a formação e propagação espontânea de fissuras no interior de um material frágil com comportamento linear elástico (o caso de matrizes cimentícias), é necessário antes compreender uma lei fundamental da física. A 1ª lei da termodinâmica, que trata sobre o princípio da conservação de energia, afirma que quando um sistema fechado parte de um estado de não-equilíbrio para um estado de equilíbrio, neste haverá redução de sua energia potencial (ADKINS, 1983; ANDERSON, 2017). Ao aplicar este princípio em sua análise quantitativa sobre a formação e propagação de fissuras, o engenheiro britânico Alan Arnold Griffith lançou as bases para a criação de um novo campo da ciência, posteriormente chamado de Mecânica da Fratura (GRIFFITH, 1921). Contudo, Griffith não foi o primeiro a estudar o problema, visto que sua análise se apropriou de parte de um trabalho desenvolvido anteriormente no ano de 1913 por seu conterrâneo Charles Edward Inglis, que estudou a concentração de tensões nas extremidades dos furos de rebites.
De fato, o artigo de Inglis é considerado um dos primeiros trabalhos científicos desenvolvidos neste campo, que sequer existia naquele tempo (INGLIS, 1913). Porém, o modelo matemático desenvolvido por ele chegou num impasse ao determinar que as tensões nas extremidades dos furos tendiam ao infinito (MCGINTY, 2014). Tal hipótese não pode ser verdadeira, pois neste caso até a menor tensão externa aplicada seria capaz de causar uma falha catastrófica em qualquer material que possua falhas, o que não se verifica na prática (ROYLANCE, 2001). Percebendo o potencial e as limitações do modelo, Griffith optou por utilizar uma abordagem distinta, levando em consideração o balanço total de energia mecânica nos sólidos sob aplicação de tensões externas (MCGINTY, 2014; ROYLANCE, 2001).
Ao introduzir o conceito de energia de superfície na sua análise, que até então era pouco explorado na mecânica dos sólidos, Griffith conseguiu responder à questão deixada em aberto por Inglis. Ele verificou que para a formação de uma fissura em um sólido sob a aplicação de
trabalho externo, este necessita de acumular energia potencial elástica suficiente até atingir a energia de ruptura das ligações interatômicas (Figura 7) (ANDERSON, 2017). Ao atingir este limite, ocorre a clivagem das ligações, originando a formação de duas superfícies opostas, ambas possuindo energia de superfície, que aumenta com o progresso da fissuração (Figura 8).
Figura 7. Energia de ruptura das ligações químicas. Fonte: adaptado de McGinty (2014).
Figura 8. Propagação de uma fissura com comprimento 𝒂, pela ruptura das ligações interatômicas devido ao trabalho aplicado no material. Fonte: adaptado de McGinty (2014).
O balanço de energia mecânica total feito por Griffith pode ser expresso como na (Eq.
2:
𝐸𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑈∗𝑉 + 𝐸𝑠𝑢𝑝 (Eq. 2)
Onde 𝐸𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 é a energia mecânica total do sistema (J), 𝑈∗ é a densidade de energia de deformação por unidade de volume (J/m3), adquirida pelo sólido após aplicação de tensão externa, 𝑉 é o volume de determinada região do sólido (m3), e 𝐸𝑠𝑢𝑝 é a energia superficial livre das duas superfícies da fissura (J) (MCGINTY, 2014). Quando a fissura recém-formada cresce até obter uma profundidade (ou comprimento) 𝑎, as regiões do sólido adjacentes às duas
superfícies formadas são descarregadas e a energia de deformação armazenada é liberada (Figura 9) (ROYLANCE, 2001). Assim, nestas duas regiões, com volume total 𝐵𝜋𝑎2, a redução da energia de deformação armazenada, devido ao relaxamento do material, ocorre em simultâneo com o aumento da energia de superfície da fissura, devido ao aumento de sua superfície total (Figura 10).
Figura 9. Região adjacente descarregada (em azul), após o crescimento da fratura. Fonte:
adaptado de McGinty (2014).
A energia de deformação liberada (𝛥𝑈) nas regiões adjacentes após o surgimento de uma fissura pode ser obtida através da (Eq. 3 (ANDERSON, 2017; MCGINTY, 2014;
ROYLANCE, 2001):
𝛥𝑈 = −𝜎2
2𝐸𝐵𝜋𝑎2 (Eq. 3)
Onde 𝑈∗ =𝜎2
2𝐸 é a densidade de energia de deformação por unidade de volume, e 𝐵𝜋𝑎2 é o volume das duas regiões triangulares adjacentes às superfícies da fissura, e 𝜎 é a tensão normal de tração aplicada. O sinal negativo antes da expressão indica que está ocorrendo a redução da energia de deformação armazenada neste volume do sólido (ANDERSON, 2017; GRIFFITH, 1921; MCGINTY, 2014).
A energia superficial total das duas superfícies criadas após o aparecimento da fissura é expressa através da (Eq. 4 (MCGINTY, 2014; ROYLANCE, 2001):
𝐸𝑠𝑢𝑝 = 2𝛾𝑠𝑎𝐵 (Eq. 4)
Onde 𝛾𝑠 é a energia de superfície por unidade de área (J/m2), e 2𝑎𝐵 é a área das duas superfícies geradas após a formação da fissura (m2). Ao combinar as duas (Eq. 3 e (Eq. 4 na equação do balanço de energia mecânica total ((Eq. 2), obtêm-se a (Eq. 5 (Figura 10):
𝐸𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 2𝛾𝑠𝑎𝐵 −𝜎2
2𝐸𝐵𝜋𝑎2 (Eq. 5)
Figura 10. Balanço de energia mecânica total feito por Griffith. Fonte: adaptado de McGinty (2014).
Ao analisar o gráfico obtido pela plotagem de 𝐸𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 em função do comprimento da fissura 𝑎, percebe-se que até um determinado comprimento crítico da fratura (𝑎𝑐), a energia requerida para formação das superfícies da fissura é maior do que a energia de deformação liberada pelo relaxamento de suas adjacências. Neste caso, o processo de abertura da fissura não é termodinamicamente favorável, pois a energia total do sistema está sofrendo acréscimo à medida que 𝑎 tende a se aproximar de 𝑎𝑐. Assim, para comprimentos de fissura 𝑎 < 𝑎𝑐, não haverá abertura ou propagação espontânea de fraturas no sólido, pois energia adicional deverá ser fornecida ao sistema (ROYLANCE, 2001; STEWART, 2020).
No entanto, após o comprimento da fissura ultrapassar o valor crítico 𝑎𝑐, percebe-se uma situação oposta ao primeiro caso, onde a energia de deformação liberada consegue prevalecer sobre a energia de superfície. Nesta condição, onde 𝑎 > 𝑎𝑐, ocorrerá o decréscimo da energia total, não havendo necessidade de se fornecer energia adicional para a propagação
das fissuras. Assim, as fissuras poderão se propagar de forma súbita e espontânea por toda a seção transversal do sólido, levando-o à ruptura catastrófica (ROYLANCE, 2001).
Para encontrar o comprimento crítico 𝑎𝑐 (m), basta tomar a derivada de 𝐸𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 em relação à 𝑎 e depois igualar a 0, através do seguinte equacionamento ((Eq. 6):
𝑑𝐸𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
𝑑𝑎 = 2𝛾𝑠𝐵 −𝜎2
𝐸 𝐵𝜋𝑎 = 0 (Eq. 6)
Após ajustar os termos da (Eq. 6, eliminando a constante 𝐵 redundante e isolando a variável 𝑎, que a partir de agora passa a ser denominada 𝑎𝑐, tem-se a (Eq. 7:
𝑎𝑐 =2𝐸𝛾𝑠
𝜋𝜎2 (Eq. 7)
Figura 11. Comprimento crítico da fratura em função da tensão externa aplicada. Fonte:
adaptado de Föll (2000).
Ao plotar os valores de 𝑎𝑐 em função de 𝜎 (Figura 11), percebe-se que tensões muito pequenas fazem com que 𝑎𝑐 tenda ao infinito, ao mesmo tempo em que tensões muito intensas diminuem consideravelmente o comprimento crítico 𝑎𝑐. Para uma fissura ser considerada estável, seu comprimento 𝑎 deverá estar situado abaixo da envoltória demarcada pela plotagem de 𝑎𝑐 em função de 𝜎. Caso contrário, a fissura entrará na região instável do gráfico, onde a propagação das fissuras se dará de maneira espontânea e catastrófica, até a ruptura do material.
Ainda, manipulando-se a (Eq. 7 de maneira tal a isolar a variável 𝜎, também é possível calcular a tensão de falha 𝜎𝑓 para uma fissura qualquer com profundidade 𝑎. Desta forma, obtêm-se a (Eq. 8:
𝜎𝑓 = √2𝐸𝛾𝑠
𝜋𝑎 (Eq. 8)
Onde 𝜎𝑓 é a tensão última de falha que levará à ruptura um sólido com fissuras de comprimento 𝑎. De acordo com Roylance (2001), esta fórmula é bastante útil em situações de projeto, onde o valor de 𝑎 pode ser definido arbitrariamente como o menor comprimento de falha possível de ser detectado em uma inspeção visual. Portanto, através desta equação e conhecendo-se as constantes inerentes ao material em questão, como o módulo de elasticidade 𝐸 e a energia de superfície por unidade de área 𝛾𝑠, é possível calcular a tensão máxima 𝜎𝑓 que o sólido com uma fissura de tamanho 𝑎 será capaz de suportar com segurança sem ir à ruptura.
2.3.2. Influência da adição de fibras na matriz – efeito crack-bridging
A influência da adição de fibras descontínuas na matriz cimentícia, como forma de melhorar a resistência de argamassas e concretos contra a propagação de fissuras, têm sido objeto de estudo de vários trabalhos científicos publicados nos últimos anos. Há diversos artigos publicados por autores que avaliaram as propriedades de matrizes com adição de microfibras de vidro e RLV (BETTERMAN; OUYANG; SHAH, 1995; BORGES et al., 2017;
CHANDRAMOULI et al., 2010; HILLES; ZIARA, 2019; JABER, 2016; OGUNDEJI;
OLUTOGE, 2015; OJHA et al., 2022), fibras poliméricas (BEHDOUJ et al., 2013; DANTAS et al., 2020; ESMAEELI; BARROS; MASTALI, 2012), fibras de aço (CARDOSO;
LAMEIRAS; CAPUZZO, 2021; CHUN; YOO; BANTHIA, 2020; SANJEEV; SAI NITESH, 2020; YAZICI; INAN; TABAK, 2007) e até mesmo nanotubos de carbono (HAWREEN;
BOGAS; DIAS, 2018; PARVEEN; RANA; FANGUEIRO, 2013; SINDU; SASMAL, 2019).
Outro parâmetro que pode influenciar bastante nas propriedades mecânicas das matrizes é o fator de forma (razão comprimento/diâmetro, L/d) das fibras, comumente conhecido pela terminologia aspect ratio na literatura internacional (YAZICI; INAN; TABAK, 2007). O aspecto da lã de vidro consiste em longas fibras sólidas entrelaçadas, sendo capaz de reter essa forma fibrosa mesmo após passar por processos de cominuição. Assim, espera-se que a característica fibrosa do RLV cominuído seja capaz de aumentar a resistência da matriz cimentícia aos esforços de tração, através de um mecanismo conhecido como efeito crack- bridging (Figura 12) (BANTHIA; SHENGB, 1996; CARDOSO; LAMEIRAS; CAPUZZO, 2021; GAO; SUQA; MORINO, 1997).
De fato, ao estender este conceito para a escala macroscópica, pode-se observar que este efeito é o responsável pela resistência das estruturas de concreto armado frente às tensões de
tração as quais estas possam estar submetidas ao longo de sua vida útil. Como o concreto não detêm capacidade suficiente para resistir aos esforços usuais de tração em serviço, este inevitavelmente irá se romper de maneira frágil nas regiões tracionadas das seções transversais.
Nessa situação, as barras de aço entram como uma solução para o problema das fissuras geradas pela ruptura do concreto, atuando como uma ponte entre as duas superfícies da fissura (crack- bridge) e mantendo a continuidade e dissipação dos esforços de tração ao longo de toda a peça.
Nesse sentido, George, Das & Goudar (2019) também concordam que a adição de fibras descontínuas incorporadas na matriz cimentícia eventualmente se tornarão um caminho preferencial para tensões de tração, amenizando a concentração de tensões no canto das fissuras (Figura 12).
Figura 12. Ilustração do efeito crack-bridging em microfissuras (fora de escala).
Sabendo-se que as barras de aço embutidas nas estruturas de concreto necessitam de um comprimento de ancoragem suficiente para uma atuação solidária e eficiente entre os dois materiais, de forma análoga espera-se que fibras de maior comprimento (maior L/d - Figura 13) sejam mais eficazes na interligação das fissuras (GAO; SUQA; MORINO, 1997;
VENKATESHWARAN; TAN; LI, 2018; YAZICI; INAN; TABAK, 2007). Para verificar a influência do efeito crack-bridging nas matrizes, é necessário recorrer aos ensaios de resistência mecânica padronizados pelas normas técnicas. Desta forma, Małek et al. (2021) investigaram a resistência à tração na flexão e tração por compressão diametral de argamassas reforçadas com fibras de vidro recicladas. Eles mostraram que apenas 1,8 kg/m3 de adição de fibras de
vidro foi capaz de produzir aumentos de resistência à tração por compressão diametral e tração na flexão de 97,6% e 29,9%, respectivamente.
Os autores Sanjeev & Sai Nitesh (2020) compararam o efeito da adição de fibras de aço e de vidro na resistência mecânica de concretos reforçados. Os resultados revelaram que 0,9%
de adição de fibra de aço promoveu um acréscimo de 19,5; 18,6 e 24,1% nas resistências à compressão, tração por compressão diametral e tração na flexão, respectivamente. Para a adição de apenas 0,04% de fibras de vidro, os valores de resistência obtidos para os mesmos ensaios foram de 20,0, 13,9 e 17,7%, respectivamente. Percebe-se claramente que um teor consideravelmente menor de fibras de vidro foi capaz de melhorar a resistência dos concretos em um grau semelhante às fibras de aço (com desempenho ligeiramente melhor na compressão).
Já os autores Moghadam & Izadifard (2020) estudaram o comportamento mecânico de concretos reforçados com fibras de aço e de vidro submetidos a temperaturas elevadas. Seus resultados demonstraram que 19,62 kg/m3 de adição de fibras de aço foi capaz de aumentar a resistência à tração por compressão diametral numa faixa de 8 a 198%, para temperaturas variando entre 28 e 800°C. No caso da adição de somente 6,25 kg/m3 de fibras de vidro, houve ganhos de resistência entre 19 e 213%, para as mesmas temperaturas de ensaio das fibras de aço.
Figura 13. Ilustração da influência do fator de forma no efeito crack-bridging, devido ao comprimento de ancoragem das fibras.
3. MATERIAIS E MÉTODOS
Para elucidar a influência do teor de adição e fator de forma do RLV moído no comportamento mecânico de argamassas de CPC, foi proposto um programa experimental que consistiu em quatro etapas principais (Figura 14):
• Etapa 1 – Beneficiamento e caracterização dos materiais;
• Etapa 2 – Dosagem e mistura das argamassas;
• Etapa 3 – Moldagem e cura dos corpos-de-prova;
• Etapa 4 – Avaliação da resistência mecânica das argamassas.
Figura 14. Fluxograma das principais etapas do programa experimental
3.1. Beneficiamento e caracterização dos materiais 3.1.1. Cimento Portland
O cimento Portland utilizado para a confecção das argamassas é do tipo CP-V ARI (alta resistência inicial) produzido pela fabricante Intercement, que foi obtido no comércio local em sacos de 50 kg. Depois de aberto, a embalagem de papel kraft foi embrulhada com mais três sacos de polietileno, e posteriormente armazenado em uma baia coberta sobre uma chapa de madeira para evitar o contato direto com o chão. Todo este procedimento foi feito com o objetivo de impedir a contaminação e o contato do CPC com o CO2 presente no ar e assim, evitar a ocorrência do fenômeno de carbonatação. Por ser um produto industrializado pronto para uso e com composição química e mineralógica bastante conhecida, não se julgou necessário realizar nenhum tipo de beneficiamento e caracterização prévia do CPC.
3.1.2. Areia
A areia é do tipo quartzosa de rio lavada, oriunda de jazidas localizadas no município de Ponte Nova, no estado de Minas Gerais, e foi obtida em depósitos locais de materiais de construção na região de Ouro Preto. O armazenamento da areia foi feito em pilhas cobertas com lonas, em um pátio externo ao laboratório. Antes de passar pela etapa de caracterização física, a areia foi retirada da pilha por tomadas aleatórias, e posteriormente foi feito o quarteamento, para redução do tamanho da amostra a ser peneirada. Depois do quarteamento, a areia foi submetida à secagem em estufa a uma temperatura de 105 ºC por pelo menos 24 horas.
Após secagem em estufa, a obtenção da curva granulométrica da areia foi feita através da técnica de peneiramento, utilizando-se o conjunto de peneiras da série normal e um peneirador eletromecânico. O resultado da análise granulométrica revelou que se trata de uma areia média-fina com módulo de finura 𝑀𝐹 = 2,29 e 𝐷𝑚á𝑥 = 2,36 𝑚𝑚. Conforme o perfil de distribuição granulométrica da Figura 15, pode-se extrair do gráfico os valores de 𝐷50 = 500 𝜇𝑚 e 𝐷90 = 250 𝜇𝑚, que correspondem ao diâmetro no qual pelo menos 50% e 90% da massa total de amostra ficou retida, respectivamente.
Figura 15. Distribuição granulométrica da areia utilizada nas argamassas, obtida pelo método do peneiramento.
3.1.3. Resíduo de lã de vidro
O resíduo de lã de vidro (RLV) empregado como adição nas argamassas cimentícias é oriundo do Complexo Industrial Portuário Tubarão, localizada na Grande Vitória, no estado do Espírito Santo, onde a lã de vidro foi utilizada como revestimento isolante em equipamento da planta siderúrgica (CAETANO, 2020; DEFÁVERI, 2016). Antes da etapa de secagem em estufa, o RLV foi cortado em pedaços menores, melhorando o empacotamento na bandeja metálica, além de permitir e facilitar a secagem de um volume maior de RLV por cada bandeja (Figura 16).
Figura 16. RLV depois de ser cortado em pedaços menores.
Após a secagem em estufa a 105 ºC por 24 horas, o RLV foi separado para ser submetido a dois processos de moagem distintos. Uma parte do RLV foi cominuída por via seca utilizando um moinho de bolas horizontal de baixa eficiência por 30 minutos (1 kg de RLV por ciclo), enquanto a outra parte do RLV foi cominuída por via úmida utilizando um processador industrial de alimentos (moinho de facas) pelo mesmo período (50 g de RLV por ciclo).
Para a moagem no moinho de bolas, cada ciclo de moagem foi feito em 30 minutos ininterruptos, até o fim do ciclo. Já para a moagem no processador industrial, o RLV a úmido foi moído em três turnos de 10 minutos cada, com um descanso de aproximadamente 5 minutos entre cada turno para arrefecimento e retirada da água em excesso. Tal medida foi tomada de forma a evitar danos ao aparelho devido ao superaquecimento e para melhorar a eficiência da moagem do RLV em meio aquoso. Posto que o excesso de água promove maior dispersão das microfibras no jarro do processador, o que por sua vez dificulta bastante o contato das fibras com as lâminas do aparelho, fez-se necessário retirar o volume excedente de água a cada pausa entre turnos. Tomou-se o cuidado de reservar este volume de água excedente em um outro recipiente, que logo em seguida foi colocado para secagem na estufa, já que este continha um número significativo de microfibras dispersas que não poderiam ser descartadas.
O objetivo deste procedimento foi obter microfibras de RLV com comprimentos distintos, tendo em vista que a eficiência de moagem entre os dois métodos é muito discrepante, sendo que o moinho de bolas possui eficiência consideravelmente maior do que o moinho de facas. Para distinguir os traços que empregaram os dois tipos de RLV, foi estabelecida uma terminologia do tipo LVy-x, onde:
• “x” é o teor de adição de RLV, sendo 2.5 = 2,5%; 5 = 5,0%; 7.5 = 7,5% e 15 = 15%. Todas as porcentagens são em massa de CPC anidro;
• “LV” significa que o traço possui adição de RLV;
• “y” é o método de moagem do RLV adicionado, sendo M = RLV moído no moinho de bolas, e L = RLV moído no moinho de facas.
Finalizada a etapa de moagem, o RLV cominuído pelo método M (RLV-M) foi armazenado em sacos plásticos de polietileno, enquanto o RLV cominuído pelo método L (RLV-L) precisou ser novamente seco em estufa para evaporação da água, sendo armazenado a seco posteriormente.
A caracterização química do RLV foi feita pelo espectrômetro de Fluorescência de Raios-X (FRX) modelo Epsilon 3x da PANalytical, no Laboratório de Materiais de Construção Civil (LMC2) da Universidade Federal de Ouro Preto (UFOP). O preparo das amostras para a
