Juan Pablo Villate Diaz Comportamento Mecânico de ... Ernestina que sempre me brindou sua ajuda...

Juan Pablo Villate Diaz

Comportamento Mecânico de Compósitos Cimentícios Reforçados com

Fibras de Pupunha

Dissertação de Mestrado

Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio.

Orientadores: Prof. Flávio de Andrade Silva Prof. José Roberto Moraes d’almeida

Rio de Janeiro Abril de 2016

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PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1322108/CA


Comportamento Mecânico de Compósitos Cimentícios Reforçados com

Fibras de Pupunha

Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil do Centro Técnico Científico da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.

Prof. Flávio de Andrade Silva Orientador

Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio

Prof. José Roberto Moraes d’almeida Co-Orientador

Departamento de Engenharia Química e de Materiais- PUC-Rio

Prof. Júlio Jerônimo Holtz Silva Filho Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio

Prof. Conrado de D´Souza Rodrigues Departamento de Engenharia Civil - CEFET-BH

Prof. Márcio da Silveira Carvalho Coordenador Setorial do Centro

Técnico Científico - PUC-Rio

Rio de Janeiro, 25 de abril de 2016

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Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total

ou parcial do trabalho sem autorização da universidade, do

autor e do orientador.


Graduou-se em Engenharia Civil pela Universidad Agraria

de Colômbia em 2012. Atualmente é mestrando do Programa

de Pós-Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio

Ficha Catalográfica

Villate Diaz, Juan Pablo

Comportamento Mecânico de Compósitos Cimentícios Reforçados com Fibras de Pupunha/ Juan Pablo Villate Diaz; orientador: Flávio de Andrade Silva; co-orientador: José Roberto Moraes d’almeida.- 2016

147 f.: il.(color.) ; 30 cm

Dissertação (mestrado) – Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil, 2016.

Incluí referências bibliográficas.

1. Engenharia Civil – Teses. 2. Fibra de Pupunha. 3. matriz cimenticia 4. Materiais compósitos. 5. Propriedades Mecânicas. 6. Propriedades microestruturais. I. Flávio de Andrade Silva, II. José Roberto Moraes d’almeida, III. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil. IV. Título

CDD: 624

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A mi mamá Aura Patricia Diaz Molano y a mi

papá Gabriel Villate Supelano por brindarme

su amor y apoyo incondicional, creyendo

siempre en mí, los amo.

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Agradecimentos

A deus que sempre me dão força e é minha fonte de fé para seguir meus sonhos.

Á minha mãe Patrícia e meu Pai Gabriel que sempre me incentivaram e apoiaram,

oferecendo-me seu amor incondicional e acreditando sempre em mim. A meus

irmãos Julian, Carolina e Paula pelo apoio sempre e pela motivação.

A minha namorada Luisa pelo amor, paciência e ajuda. Obrigado por acreditar em

mim e seguir meus passos nesta longa travessia. A meus sogros Julio e Susana pelo

apoio e motivação.

Ao meu orientador Professor Flavio pela espetacular orientação, confiança

depositada em mim e pelo vasto conhecimento que me foi oferecido sempre com a

melhor disposição. Dando o maior esforço para que desenvolvêssemos o melhor

trabalho possível.

Ao meu co-orientador Professor Roberto pelo apoio, amplo conhecimento que me

brindou sobre fibras naturais e contribuições neste trabalho, sempre dando a melhor

disposição.

A Dra. Ernestina que sempre me brindou sua ajuda incondicional desde o começo

até o fim, compartilhando seus amplos conhecimentos, sendo uma ajuda

fundamental para o desenvolvimento deste trabalho.

Ao Dr. Marcos Henrique por sua ótima ajuda na microscopia realizada neste

trabalho, sempre com uma boa disposição.

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Aos técnicos do laboratório de estruturas e materiais da PUC-Rio Euclides, José

Nilson e Rogério pelo auxilio para desenvolvimento do compósito e os testes de

tração e compressão realizados na matriz e no compósito.

Aos técnicos da COPPE-UFRJ pelos auxilio de ensaio de caracterização da matriz

e os ensaios de arrancamento (“pull-out”).

Aos técnicos do DEMA da PUC-Rio pelo auxilio na caracterização da fibra.

A meus amigos Marito (el primoroso del amor), Jhonsito (el poponchito) , Renatico

(el taz); Eliot (el embajador), Nelson (el calandraco), Wiliam (el mejor), Rodri,

Joaco, Lorena, Diliesilla, Dalmita, Leidisilla e Magola por dar forças nos momentos

difíceis e por sua amizade.

Ao CAPES e à PUC-Rio, pelos auxílios concedidos, sem quais este trabalho não

poderia ter sido realizado.

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Resumo

Villate Diaz, Juan Pablo; Andrade Silva, Flávio de (Orientador); Moraes

d’almeida, José Roberto (Co-orientador). Comportamento Mecânico de

Compósitos Cimentícios Reforçados com Fibras de Pupunha. Rio de

Janeiro, 2016. 147p. Dissertação de Mestrado - Departamento de Engenharia

Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.

O objetivo deste trabalho é avaliar as propriedades mecânicas,

microestruturais e químicas das fibras naturais de pupunha e dos compósitos

cimentícios reforçados com essas fibras. As fibras foram submetidas a ensaios de

tração direita, termogravimetria (TG), difração de raios-X (DRX) e microscopia

eletrônica de varredura (MEV). A matriz a base de cimento foi dosada com uma

substituição parcial de 50% de cimento por 40% de metacaulinita e 10% de cinza

volante com a finalidade de reduzir a quantidade de hidróxido de cálcio. A interface

fibra–matriz foi avaliada mediante ensaios de arrancamento. Finalmente foi

desenvolvido o compósito com a matriz anteriormente mencionada, reforçado com

as fibras de pupunha alinhadas na direção do carregamento com frações

volumétricas de 3 e 5% e depois ensaiado a tração direita. Os resultados de tração

direta indicam que a fibra de pupunha tem resistência moderada com valores

variando de 196,2 até 294,4 MPa, e módulo de elasticidade de 7,8 até 17,79 GPa.

As análises para determinar o conteúdo de hidróxido de cálcio mostraram que a

matriz teve um teor de hidróxido de cálcio de 2% aos 28 dias. A tensão nominal de

aderência apresentou valores de 0,14 MPa até 0,32 MPa, valores menores que a

resistência a tração da fibra, devido à baixa aderência da fibra com a matriz. O

compósito cimentício desenvolvido apresentou uma única fissura com tensões

máximas variando de 2,23 MPa até 3,04 MPa. O compósito com reforço de fibras

de pupunha teve formação de uma única fissura com comportamento de

amolecimento.

Palavras-chave

Fibra de pupunha; matriz cimentícia; materiais compósitos; propriedades mecânicas; propriedades térmicas; propriedades químicas; propriedades

microestruturais.

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Abstract

Villate Diaz, Juan Pablo; Andrade Silva, Flávio de (Advisor); Moraes

d’almeida, José Roberto (Co-Advisor). Mechanical Behavior of Peach

Palm Fiber Reinforced Cement Based Composite System. Rio de Janeiro,

2016. 147p. MSc. Dissertation - Departamento de Engenharia Civil,

Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.

This work presents the experimental results on the investigation of the

mechanical, microstructural and chemical properties of the peach palm fibers and

the cementitious composites reinforced with these fibers. The specimens were

submitted to different tests: direct tensile tests, thermogravimetric analysis (TGA),

x-ray diffraction (XRD) and scanning electron microscopy (SEM). The

cementitious matrix was developed with a 50% substitution of cement by 40% of

metakaolin and 10% of fly ash to obtain a reduced amount of calcium hydroxide.

The interface fiber-matrix was evaluated by pullout tests. Finally the composites

were developed reinforced with unidirectionally aligned peach palm fibers with a

volume fraction of 3 and 5%. The mechanical behavior of the fiber were correlated

to microstructure, evaluating the tensile strength according to its effective area. The

tensile tests performed on the fibers indicated that the peach palm present a

moderate strength with values ranging from 196.2 to 294.4 MPa, and modulus of

elasticity ranging from 7.8 GPa to 17.79. The analysis to determine the calcium

hydroxide demonstrated that the matrix had a content of 2% at 28 days. The

maximum bond strength had values of 0.14 MPa to 0.32 MPa, values lower than

the tensile strength of the fiber because of low fiber adhesion with the matrix. The

cementitious composite presented a single crack formation with maximum tensile

strength ranging from 2.23 MPa to 3.04 MPa. The cement composite with reforcing

peach palm fiber has forming a single crack with softening behavior.

Keywords

Peach palm fiber; cementitious matrix; composite materials; mechanical

properties; thermal properties; chemical properties; microstructural properties.

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Sumário

1 Introdução 22

2 Revisão bibliográfica 25

2.1. Fibras naturais 25

2.2. A Pupunha 28

2.2.1. Trabalhos com fibras de pupunha 31

2.3. Matrizes a base de cimento 34

2.3.1. Cimento Portland 34

2.3.2. Metacaulinita 36

2.3.3. Cinza volante 37

2.4. Compósitos reforçados com fibras naturais 37

2.5. Interface fibra – matriz 44

2.5.1. Modelo matemático de arrancamento proposto por Sueki 45

3 Desenvolvimento e caraterização da matriz 53

3.1. Introdução 53

3.2. Programa experimental 54

3.3. Caracterização dos materiais 55

3.4. Dosagem e processamento da matriz 61

3.5. Propriedades da matriz no estado fresco 62

3.5.1. Consistência 62

3.5.2. Ponto de saturação 63

3.6. Propriedades no estado endurecido 64

3.6.1. Comportamento térmico 64

3.6.2. Comportamento da matriz sometida a cargas de tração direita e

compressão 66

3.7. Conclusões 70

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4 Caracterização do reforço 72



4.3. Materiais e métodos 73

4.3.1. Extração da fibra de pupunha 73

4.3.2. Índice de cristalinidade 75

4.3.3. Comportamento térmico 77

4.3.4. Comportamento mecânico 78

4.3.5. Analise Micro estrutural 80

4.4. Resultados e discussão 86

4.4.1. Resultados de difração de raios-x 86

4.4.2. Resultados de analise termogravimétrica (TG) 88

4.4.3. Resultados dos ensaios de tração direita na fibra de pupunha 89

4.5. Conclusão 98

5 Interface fibra – matriz 99



5.3. Procedimento e ensaio. 100

5.4. Formulação para modelo analítico 102


5.5.1. Resposta da simulação 105

5.6. Conclusão 110

6 Desenvolvimento e caracterização mecânica dos compósitos. 111



6.3. Materiais e procedimento 112


6.5. Conclusão 124

7 Conclusões 125

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8 Sugestões para futuros trabalhos 126

Referências bibliográfica 127

Anexo I 134

Anexo II 138

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Lista de figuras

Figura 1 - Estrutura da fibra natural (adaptada de Toledo Filho et al.

2009). 27

Figura 2 - Distribuição da palma de pupunha no América Latina

(adaptada de Graefe et al. 2013). 30

Figura 3 - Palma de pupunha localizada em Buena Aventura-

Colômbia, usada neste trabalho. 30

Figura 4 - Móvel e cadeira feita pela empresa Fibra Desing.

(Sustentável, 2005). 31

Figura 5 - Seção transversal do tronco da pupunha com a

concentração de fibras em tornou a seu eixo central

(adaptada de Temer & d’almeida, 2012). 31

Figura 6 - Fruto da pupunha (adaptada de Graefe et al. 2013). 32

Figura 7 - Curva de ensaio de termogravimetria (TG) e (DTG) do

trabalho de Santos et al. (2007). 33

Figura 8 - Seção transversal da fibra de pupunha obtida por

microscópio óptico usados no trabalho de Temer &

d’almeida (2012). 33

Figura 9 - Corpos de prova de compósito polimérico com fibras de

pupunha com orientação: (a) aleatórias, (b) bi-direcional

e (c) bi-direcional com adição de pó (adaptada de De

Farias et al. 2009). 34

Figura 10 - Imagens obtivas por (MEV) de aderência fibra de

pupunha com a matriz polimérica (adaptada de De Farias

et al. 2009). 34

Figura 11 - Tipos de reforços para compósitos conforme seu

comprimento. 39

Figura 12 - Diagrama esquemático de distribuições de tensões no

compósito com fibras longas. (a) pré-fissuração, (b)

primeira fissura e (c) pôs fissuração (adaptado de Lima,

2004). 41

Figura 13 - Curvas esquemáticas de tensão- deformação de

compósitos sob a tração direita. 42

Figura 14 - Relação entre a tensão do compósito σcu e a fração

volumétrica da fibra para fibra longa e alinhada ao

carregamento (adaptada de Bentur & Mindess, 2006). 44

Figura 15 - Digrama carga versus deslizamento de “pull-out”

(adaptada de Sueki et al., 2007) 46

Figura 16 - Digrama típico de tensão ao cisalhamento versus

deslizamento de “pull-out” (adaptada de Sueki et al.

2007). 47

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Figura 17 - Diagrama no estágio I (elástico linear) de tensão ao

cisalhamento e força ao longo do embebimento do fio do

“pull-out” (adaptada de Sueki et al. 2007). 49

Figura 18 - Diagrama no estágio II (não-linear) de tensão ao

cisalhamento e força ao longo do embebimento do fio

durante o “pull-out” (adaptada de Sueki et al. 2007). 50

Figura 19 - Diagrama no estágio III (dinamica) de tensão ao

cisalhamento e força ao longo do embebimento do fio do

“pull-out”: (a) primeira resposta dinamica Δd=0 e (b)

segunda resposta dinamica Δd>0 (adaptada de Sueki et al.

2007). 52

Figura 20 - Programa experimental de caracterização da matriz. 55

Figura 21 - Equipamento Malvern MasterSizer 2000 para ensaio de

granulometria para Cimento, Cinza volante e

Metaucaulinita. 56

Figura 22 - Agitador mecânico, com peneiras para granulometria da

areia. 57

Figura 23 - Curva granulométrica da areia. 57

Figura 24 - Curvas granulométricas do cimento, metacaulinita e a

cinza volante. 58

Figura 25 - Picnômetro a gás hélio usado para determinar densidade

de metaucalinita, cinza volante e cimento CPII F32. 59

Figura 26 - Espectroscopia por energia dispersiva (EDS) para: (a)

cimento CPII F32, (b) Cinza volante e (c) Metacualinita. 60

Figura 27 - Difratogramas de: (a) do cimento; (b) da cinza volante e

(c) da metacaulinita. 61

Figura 28 - Preparação da mistura da matriz: (a) mistura de materiais

em seco com velocidade baixa, (b) adição de agua com

superplastificante e (c) mistura para homogeneização da

matriz com velocidade alta. 62

Figura 29 - Processo para ensaio de consistência: (a) preenchida de

molde tronco-cônico com matriz, (b) golpes uniformes

homogeneamente em cada camada e (c) medida do

diâmetro do espalhamento da matriz. 63

Figura 30 - Ponto de saturação de superplastificante para matriz

substituindo o 50% do cimento por 40% por metacaulinita

e 10% por cinza volante. 64

Figura 31 - Equipamento Perkin-Elmer Pyris 1 TGA usado para

analises térmico da matriz. 65

Figura 32 - Curvas TG/DTG da matriz M1 e M2 aos: (a) 7 dias, (b)

14 dias e (c) 28 dias. 66

Figura 33 - Esquema das dimensões dos corpos de prova da matriz

prova para ensaios de: (a) compressão e (b) tração direita. 67

Figura 34 - Processo ensaio de tração na matriz: (a) forma para

preenchimento da matriz, (b) preenchimento da matriz (c)

máquina de ensaios universal MTS modelo 311 e (d)

ensaio a tração direita do compósito. 69

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Figura 35 - Processo de ensaio a compressão na matriz: (a)

preenchimento da matriz na forma, (b) colocação dos

strain gages no corpo de prova, (c) máquina de ensaios

universal MTS modelo 311 e (d) ensaio a compressão. 70

Figura 36 - Curva tensão versus deformação da matriz com 40% de

metacaulinia e 10% de cinza volante para ensaios de: (a)

tração direita e (b) compressão. 71

Figura 37 - Programa experimental de caracterização da fibra de

pupunha. 74

Figura 38 - Palma de pupunha usada para o trabalho: (a) seleção da

palma, (b) corte em seções de 40 cm para transporte e c)

marcação dos os cortes. 75

Figura 39 - Extração da fibra de pupunha: (a), (b) corte do tronco em

4 seções; (c) esmagamento com martelo para extração de

fibras; (d) fibras extraídas; (e) tratamento com agua

quente (40°C) para tirar impurezas e (f) fibras sem

impurezas e no processo de secagem ao meio ambiente. 76

Figura 40 - Difractômetro Bruker D8 Discovery usado para

determinar índice de cristalinidade da fibra de pupunha e

determinar picos cristalinos da matriz de cimento. 77

Figura 41 - Método utilizado para moer as fibras de pupunha: a)

Moinho de facas SL-30 da marca SOLAB e b) fibras de

pupunha moídas. 78

Figura 42 - Equipamento Perkin-Elmer Simultaneous Thermal

Analyzer (STA-6000) para realizar ensaio de TG da fibra

de pupunha. 78

Figura 43 - Modo de ruptura da fibra de pupunha sob o ensaio de

tração direta. Fibras que sofreram fratura na garra ou

muito próxima desta foram desconsideradas. 79

Figura 44 - Ensaio a tração direita da fibra de pupunha: (a) arranjo do

ensaio de tração em maquina Tytron 250 e (b) corpo de

prova. 80

Figura 45 - Esquema de corpo de prova para ensaio a tração direta da

fibra de pupunha: (a) dimensões do papel para fibra de

40mm; (b) colagem da fibra no papel e c) detalhe do corte

de papel antes de ensaio. 80

Figura 46 - Analises microestrutural: (a) microscópio eletrônico de

varredura (MEV) de transmissão JEOL JSM-6510 LV e

(b) montagem vertical das fibras de pupunha engrenagem

de plástico. 81

Figura 47 - Analise de seção transversal da fibra por software ImageJ:

(a) analises de área total; (b) analises da área sem dutos

principais de transporte de seiva isolando os vazios

maiores e (c) analises da área sem vazios. 82

Figura 48 - Morfologias das fibras de pupunha segundo o número de

dutos para transporte da seiva: (a) um duto, (b) dois dutos,

(c) três dutos e (d) quatro dutos. 83

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Figura 49 - Microestrutura da fibra de pupunha: (a) fibrocélulas e

dutos principais com seu lúmen e (b) detalhe das

fibrocélulas com a lamela media entre elas e (c) detalhe

da lamela media e das paredes celulares. 84

Figura 50 - Analise da circularidade da fibra conforme seu diâmetro

máximo (AD máx.) e seu diâmetro mínimo (AD min.) 85

Figura 51 - Distribuição das fibras conforme o número de dutos

segundo: (a) sua área total da fibra e (b) área dos dutos. 86

Figura 52 - Quantidade de fibras conforme o número de dutos das

fibras de pupunha. 87

Figura 53 - Analise de raios-X da fibra de pupunha. 88

Figura 54 - Método da deconvolução realizada no software Origin 9.0

para determinar o índice de cristalinidade (IC) da fibra de

pupunha. 88

Figura 55 - Curva termogravimétrica de fibra de pupunha. 89

Figura 56 - a) curva deslocamento/força versus comprimento da fibra

de pupunha para determinar a flexibilidade da máquina (c)

e b) curva de tensão versus deformação da fibra de

pupunha com e sem correção. 90

Figura 57 - Variação de tensão versus deformação de uma mesma

fibra de pupunha para área total, área sem dutos principais

e área sem vazios. 91

Figura 58 – Comparação de resistência a tração das fibras de pupunha

com outras fibras naturais. 92

Figura 59 - Valores máximos, mínimo e media de módulo de

elasticidade conforme os diferentes comprimentos para:

(a) analises com área total, (b) com área sem dutos

principais e (c) área sem vazios. 93

Figura 60 - Imagem da fratura da fibra de pupunha: (a) fibra depois

da fratura, (b) delaminação das paredes da fibra, (c)

fratura da fibrocélulae delaminação entre as paredes das

fibrocélulas e (d) delaminação da parede primaria. 94

Figura 61 - Distribuição de Weibull para fibra de pupunha em

diferentes comprimentos segundo: (a) área total, (b) área

sem duto principal e (c) área sem buracos. 96

Figura 62 - Resistência máxima a tração direita versus o número de

fibras das fibras de pupunha segundo: (a) área total, (b)

área sem dutos principais e (c) área sem vazios. 97

Figura 63 - Relação tensa máxima versus área total, área sem dutos

principais e área sem vazios para: (a) fibra com

comprimento de 20 mm, (b) fibra com comprimento de 30

mm e (c) fibra com comprimento de 40 mm. 98

Figura 64 - Programa experimental da interface fibra- matriz. 101

Figura 65 - Moldagem de corpos de prova: (a) fibras inseridas na

placa de acrílico inferior, (b) tubos de PVC para

embebimento da matriz, (c) fixação de placa de acrílico

superior com fita adesiva e (d) preenchimento da matriz. 102

Figura 66 - Ensaio de “pull-out”: (a) inicio de ensaio e (b) ensaio com

fibra já arrancada da matriz. 103

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Figura 67 - Curva típica de força versus deslizamento em ensaio de

“pull-out” da fibra de pupunha com matriz de cimento

para comprimentos de embebimento de 25 e 70 mm. 104

Figura 68 - Superfície lisa da lateral das fibras de pupunha (MEV).

105 105

Figura 69 – Superfície corrugada da lateral das fibras de sisal

(adaptada de Silva et al. 2011). 105

Figura 70 - Curva típica de “pull-out” para fibra de pupunha

(adaptado de Sueki et al. 2007 e Soranakom & Mobasher,

2008). 107

Figura 71 - “Pull-out” de fibra de pupunha com comprimento de

embebimento de 25 mm: (a) curva força vs deslizamento

de simulação e resultado experimental, (b) distribuições

de tensões de cisalhamento ao longo do comprimento de

embebimento, (c) distribuições de força ao longo do

comprimento de embebimento e (d) distribuições de

tensões de tração ao longo do comprimento de

embebimento. 109

Figura 72 - “Pull-out” de fibra de pupunha com comprimento de

embebimento de 70 mm: (a) curva força vs deslizamento

de simulação e resultado experimental, (b) distribuições

de tensões de cisalhamento ao longo do comprimento de

embebimento, (c) distribuições de força ao longo do

comprimento de embebimento e (d) distribuições de

tensões de tração ao longo do comprimento de

embebimento. 111

Figura 73 - Programa experimental de comportamento do compósito

cimenticio a tração direita reforçada com fibras de

pupunha e sisal. 113

Figura 74 - (a) Esquema de moldagem de compósito com 2 camadas

de fibra e (b) forma de acrílico usada para fabricação de

compósito. 114

Figura 75 - Processo de moldagem do compósito com matriz a base

de cimento e reforçado com fibras de pupunha: (a)

colocação das fibras unidirecionais, (b) preenchimento da

matriz, (c) remoção de ar com martelo e (d) corpos de

prova depois de tirar a forma. 116

Figura 76 - Ensaio a tração direita do compósito com fibras de

pupunha: (a) máquina universal MTS modelo 311, (b)

montagem do ensaio e (c) medidas do arranjo. 117

Figura 77 - Superfície de falha do compósito cimenticio com reforço

de fibras de pupunha no microscópio eletrônico de

varredura. 118

Figura 78 - Fissura no ensaio a tração direita dos compósitos

cimenticios com: (a) dois camadas de pupunha e (b) 4

camadas de pupunha. 119

Figura 79 - Curva tensão versus deformação para um compósito

reforçado com 2 e 4 camadas de fibra de pupunha a tração

direita. 120

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Figura 80 - Comparativo de curvas tensão versus deformação de

compósito cimenticio de sisal por Lima (2004) e Silva et

al. (2010) com o compósito feitos com reforço de fibras

de pupunha. 121

Figura 81 - Fração volumétrica critica Vf (crit) da fibra de pupunha

segundo a relação entre a tensão do compósito (σcu) e a

tensão da matriz na primeira fissura (σmu) com interface

fibra matriz perfeita. 122

Figura 82 - Fração volumétrica critica Vf(crit) da fibra de pupunha

segundo a relação entre a tensão do compósito (σcu) e a

tensão da matriz na primeira fissura (σmu) com interface

fibra real. 122

Figura 83 - Superfície de falha do compósito cimenticio com fibras de

pupunha. 123

Figura 84 - Superfície de falha do compósito cimenticio com fibras de

pupunha: (a) fratura da fibra e (b) arrancamento total da

fibra. 124

Figura 85 - Curva carga (N) versus deformação (%) para fibras de

pupunha com comprimentos de: (a) 20 mm, (b) 30 mm e

(c) 40 mm. 135

Figura 86 - Curva tensão (MPa) versus deformação (mm/mm) para

fibras de pupunha conforme a sua área total segundo os

analises da microestrutura com comprimentos de: (a) 20

mm, (b) 30 mm e (c) 40 mm. 136


fibras de pupunha conforme a sua área sem dutos

principais segundo os analises da microestrutura com

comprimentos de:(a) 20 mm, (b) 30 mm e (c) 40 mm. 137


fibras de pupunha conforme a sua área sem buracos

segundo os analises da microestrutura com comprimentos

de: (a) 20 mm, (b) 30 mm e (c) 40 mm. 138

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Lista de tabelas

Tabela 1 - Composição química das fibras mais usadas no Brasil (adaptada de Maya & Rajesh, 2008). 28

Tabela 2 - Valores de referência das propriedades mecânicas das

fibras naturais mais usadas no Brasil. 29

Tabela 3 - Composição química principal do cimento Portland. 36

Tabela 4 - Classificação do cimento Portland conforme norma ABNT

NBR 8491 (2012). 37

Tabela 5 - Diâmetro do cimento, metalcaulinita e cinza volante (D10,

D50 e D90). 58

Tabela 6 - Densidade real do cimento, cinza volante e metacaulinita. 59

Tabela 7 -

Quantidade de elementos em porcentuais de peso e de

massa atômica para o cimento, cinza volante e

metaucalinita. 60

Tabela 8 - Cálculo de conteúdo de CH na matriz aos 7, 14 e 28 dias. 67

Tabela 9 -

Resultados dos ensaios a tração direita e compressão da

matriz substituindo 50% do cimento por 40% de

metacaulinia e 10% de cinza volante para ensaios de tração

direita e compressão 71 71

Tabela 10 - Características da palma de pupunha (Bactris gasipaes)

usada no trabalho. 74

Tabela 11 - Dimensões do molde de papel para ensaio a tração na fibra

segundo seu comprimento. 80

Tabela 12 -

Erros de área real e vs área em porcentagens considerando

uma forma totalmente circular segundo o diâmetro máximo

(Dmax) e o diâmetro mínimo (Dmin) e o fator de forma

circular (FFC) da fibra de pupunha. 86

Tabela 13 -

Índice de cristalinidade (IC) da fibra de pupunha conforme

com os dados da deconvolução realizada no software

Origin 9.0. 89

Tabela 14 -

Resultados ensaios de tração para fibra de pupunha com

área total para comprimentos de 20, 30 e 40 mm com seus

desvios padrões em parêntesis. 91

Tabela 15 -


área sem dutos principais para comprimentos de 20, 30 e 40

mm com seus desvios padrões em parêntesis. 92

Tabela 16 -


área sem vazios para comprimentos de 20, 30 e 40 mm com

seus desvios padrões em parêntesis. 92

DBD


Tabela 17 -

Resultados de módulo de Weibull para fibra de pupunha

para os três tipos de áreas segundo os comprimentos de 20,

30 e 40 mm. 96

Tabela 18 -

Resultados de ensaio de ”pull - out” da fibra de pupunha

com a matriz de cimento. Valores médios com seus desvios

padrões em parêntesis. 105

Tabela 19 -

Parâmetros de entrada para simulação do algoritmo feito

por Soranakom, (2008) para interface de matriz de cimento

com fibra de pupunha. 107

Tabela 20 -

Valores obtidos na simulação e nos experimentos de “pull

- out” para fibra de pupunha com comprimento de

embebimento de 25 e 70 mm com seus desvios padrões

entre parêntesis. 107

Tabela 21 -

Resultados dos ensaios a tração direita dos compósitos

com 2 e 4 camadas de fibra de pupunha com seus desvios

padrões entre parêntesis. 119

Tabela 22 -

Correlação de área total, sem dutos principais e sem

buracos com suas tensões máximas para as fibras com

comprimento de 20 mm. 139

Tabela 23 -




Tabela 24 -




DBD


Siglas

ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas

Ac - Área sob os picos cristalinos

ASTM - American Society for Testing Materials

At - Área total

CH - Hidróxido de cálcio

CP II - Cimento Portland II

CV - Cinza volante

Dmax - Diâmetro máximo

Dmin - Diâmetro mínimo

DTG - Derivada de analises termogravimétrico

E - Módulo de elasticidade

EDS - Espectrometria por energia dispersiva

Ef - Módulo de elasticidade da fibra

Em - Módulo de elasticidade da matriz

FFC - Fator de forma circular

IC - Índice de cristalinidade

K - Constante de inclinação no comportamento elástico linear na interface fibra -

matriz

L - Comprimento

l/d - Razão comprimento diâmetro

Lc - Comprimento crítico da fibra

LM - Lamela meia

LVDT - Transformador Diferencial Variável Linear

MEV - Microscopia eletrônica por varredura

MK - metacaulinita

P - Carga aderência de arrancamento na interface fibra - matriz

PVC - Policloruro de vinilo

S - Deslizamento na interface fibra - matriz

TG - Analises termogravimétrico

Vf - Fração volumétrica da fibra

Vf(crit) - Fração volumétrica critica da fibra

Vm - Fração volumétrica da matriz

δ - Deslocamento em Pmax

Δd - Deslizamento da fibra na interface fibra - matriz

εc - Deformação do compósito

η - Fator de eficiência da rigidez na interface fibra matriz

σ´mu - Tensão da matriz sem fibras

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σc - Tensão máxima a tração do compósito

σfu - Tensão da fibra

σmu - Tensão da matriz na primeira fissura

τ - Tensão cisalhante da interface fibra - matriz

τdin - Tensão dinâmica na interface fibra - matriz

τfrc - Tensão ficcional na interface fibra - matriz

τnom - Tensão nominal aderência máxima na interface fibra - matriz

φ - Diâmetro da fibra

Ψ - Circunferência equivalente da fibra

DBD


1 Introdução

Nos últimos anos, materiais não convencionais como compósitos reforçados

com fibras naturais têm se mostrado alternativas atrativas por apresentarem mais

vantagens, se comparados com outros materiais convencionais. Segundo autores

como Dittenber & Gangarao (2012), as fibras naturais oferecem uma solução à

problemática atual encontrada nos materiais convencionais como o aço e o

concreto, como altos custos, difícil disponibilidade e impacto ambiental negativo.

Por isso, diferentes autores como Defoirdt et al. (2010); Lima & Toledo Filho

(2012); Fidelis, Silva & Toledo Filho (2014) têm conduzido estudos sobre o

comportamento mecânico, físico e químico de fibras naturais tanto em compósitos

cimentícios como em poliméricos para ajudar com esta problemática.

Nesse contexto, a fibra de pupunha tem sido pouco estudada. Autores que

realizaram trabalhos acerca destas concentraram-se em compósitos poliméricos e

nenhum em compósitos cimentícios, como de De Farias et al. (2009), Santos et al.

(2007) e Temer & d’almeida (2012). O contrário acontece com outras fibras

naturais, que apresentam uma ampla variedade de estudos, tanto em sua

caracterização físico-mecânica e química, como em seu comportamento mecânico,

como em reforço de compósitos. Entre estas fibras podemos citar alguns trabalhos

feitos com fibras de sisal por Toledo Filho & Lima (2012); Lima et al. (2007); Silva

et al. (2010), fibra de piaçava por d’almeida, Aquino & Monteiro (2006), fibra de

juta por Fidelis, Silva & Toledo Filho (2014) fibra de coco e bambu por Defoirdt et

al. (2010) de curauá por Tomczak, Satyanarayana & Sydenstricker (2007).

Devido a importância de pesquisar novos materiais não convencionais acerca

de compósitos com reforços naturais que a presente pesquisa se inspirou e norteou,

a fim de buscar uma contribuição por meio do estudo da fibra natural (pupunha)

como material novo em compósitos cimentícios. O objetivo principal foi

desenvolver e caracterizar o compósito cimentício reforçado com fibras alinhadas

DBD


23

com uma matriz livre de hidróxido de cálcio (Ca(OH)2), aportando o início de

futuras pesquisas e melhorias nos compósitos feitos com a fibra de pupunha. Para

isso, foi necessário um estudo detalhado das propriedades físico-químicas e

mecânicas da fibra e análise do comportamento mecânico destas fibras como

reforço em um compósito com matriz cimentícia sob a tração direita, avaliando a

interface fibra-matriz em seu estado natural.

De maneira geral, a motivação desta pesquisa relaciona-se à consideração

futura do compósito com fibras de pupunha como econômica e tecnicamente viável

na construção civil. Outro fator motivador refere-se à disponibilidade desta palma

na América Latina, especificamente em grandes regiões do Brasil e Colômbia.

Nesse âmbito, acredita-se que a realização dos estudos e utilização de metodologia

e técnicas corretas, tanto para extração como em aplicações em compósitos, podem

ser de grande ajuda para as populações de baixo poder aquisitivo e regiões

marginais, onde o concreto e o aço são custosos e de difícil aquisição.

O presente trabalho estrutura-se da seguinte forma:

No capítulo 1, apresenta-se a introdução, incluindo os objetivos e motivação

desta pesquisa.

No capítulo 2, aborda-se a revisão bibliográfica relativa aos conceitos básicos

e trabalhos gerais feitos com fibras naturais, bem como os trabalhos específicos

associados à fibra de pupunha. Além disso, contém os conceitos básicos e trabalhos

de alguns autores sobre o comportamento mecânico de compósitos cimentícios com

fibras longas unidirecionais sob a tração direita e a interface fibra- matriz

No capítulo 3, sobre o desenvolvimento e caracterização da matriz,

igualmente são apresentados os resultados dos ensaios feitos para conseguir uma

matriz livre de hidróxido de cálcio (Ca(OH)2), com as propriedades adequadas tanto

no estado fresco como endurecido.

O capítulo 4 refere-se a uma das partes mais relevantes desta pesquisa, em

que se analisam as propriedades mecânicas, morfológicas e químicas,

detalhadamente, realizando uma correlação entre o comportamento mecânico das

fibras em seu estado natural com os resultados obtidos na morfologia.

O capítulo 5 refere-se ao estudo da interface fibra-matriz mediante ensaios de

arrancamento com diferentes comprimentos de embebimento na fibra em seu estado

natural. Além disso, foi aplicado o modelo analítico para comparar o

comportamento na interface com os resultados experimentais.

DBD


24

O capítulo 6 aborda o desenvolvimento dos compósitos feitos com reforço

longo, unidirecional, alinhados com 2 e 4 camadas de fibras de pupunha. Os

compósitos foram submetidos a ensaios de tração direita e analisados no

microscópio eletrônico de varredura para avaliar o arranjo das fibras e a superfície

de falha.

No capítulo 7, são apresentados as conclusões e sugestões para futuros

trabalhos.

DBD


25

2 Revisão bibliográfica

2.1. Fibras naturais

Materiais convencionais como o concreto e aço são os componentes mais

importantes nas infraestruturas, entretanto os custos elevados da construção e as

grandes preocupações acerca do meio ambiente têm aumentado o uso de materiais

alternativos, como são os naturais (George, Sreekala & Thomas, 2001).

Nos últimos anos, materiais não convencionais como compósitos reforçados

com fibras naturais têm se mostrado alternativas atrativas, por serem mais

vantajosos se comparados com outros materiais convencionais como são o aço e o

concreto. Segundo Hota & Liang (2011), o uso de compósitos reforçados com fibras

naturais reduz o aumento de resíduos na construção e aumenta a eficiência

energética, oferecendo uma solução para necessidades de infraestrutura e

promovendo o conceito de sustentabilidade. Outras vantagens das fibras vegetais

são os baixos custos, baixa densidade, boas propriedades mecânicas, térmicas e de

isolamento acústico, são fontes renováveis e estão disponíveis em qualquer parte

do mundo. Portanto, são acessíveis para pessoas que habitam regiões carentes de

recursos. Além disso, só necessitam de 20 a 40% da energia de produção e são

menos abrasivas que as fibras artificiais (Dittenber & Gangarao, 2012).

Algumas das fibras mais comuns e estudadas no Brasil são as de sisal, coco,

juta, curauá, piaçava e bambu. As origens das fibras podem ser do caule, da folha,

do fruto ou do tronco. Estas têm diferentes usos como: elementos de veículos,

indústria têxtil, reforços de compósitos em matrizes à base de polímeros e de

cimento. Cada fibra tem propriedades diferentes e únicas, dependendo de fatores

como diâmetros da fibra, estrutura, grau de cristalinidade, tipo de extração, e as

condições que a planta teve desde sua plantação até seu corte (Marinelli, Monteiro

& Ambrósio, 2008).

DBD


26

As fibras naturais estão compostas por fibrilas ocas mantidas por uma matriz

de lignina e hemicelulose chamada lamela média (Mukherjee & Satyanarayana,

1984). Cada fibra é constituída por quatro paredes: primária, secundária, terciária e

o lúmen. (Silva, Chawla & Filho, 2008), como se apresenta na Figura 1 a estrutura

da fibra natural. Cada parede tem sua própria estrutura que consiste de várias

camadas e estão ligadas com lignina. A parede primária é constituída por uma

estrutura reticulada, a parede secundária é composta por uma estrutura em espiral,

com variação no ângulo, e a parede terciária tem uma estrutura fibrilar paralela que

envolve o lúmen (Silva, Chawla & Filho, 2008). Os ângulos microfibrilares que

variam de uma fibra a outra são responsáveis pela resistência e rigidez da fibra,

sendo os ângulos maiores responsáveis por tornar a fibra mais dúctil, e os ângulos

menores causadores de uma fibra é mais rígida. Os diâmetros das microfibrilas

estão próximas de 6 a 30 μm (Maya & Rajesh, 2008; Mukherjee & Satyanarayana,

1984).

Figura 1 - Estrutura da fibra natural (adaptada de Toledo Filho et al. 2009).

Os componentes químicos principais na fibra vegetal são a celulose,

hemicelulose, lignina, pectinas e ceras. A celulose é um polímero natural cristalino

linear que proporciona resistência à fibra enquanto que a hemicelulose forma a

matriz de suporte para microfibrilas de celulose. A lignina é um polímero de

hidrocarboneto complexo com componentes alifáticos e aromáticos totalmente

DBD


27

amorfos e de natureza hidrofóbica, que ajuda a rigidez. As pectinas fornecem a

flexibilidade da planta. A Tabela 1 apresenta a composição química das fibras mais

importantes no Brasil (adaptada de Maya & Rajesh, 2008).

Tabela 1 - Composição química das fibras mais usadas no Brasil (adaptada de Maya &

Rajesh, 2008).

Fibra Celulose Hemicelulose Lignina

(% em peso) (% em peso) (% em peso)

Sisal 65 12 9,9

Coco 32 - 43 0,15 – 0,25 40 – 45

Juta 61 - 71 14 - 20 12-13

Curauá 73,6 9,9 7,5

Piaçava 28,6 25,8 45

Bambu 26-43 30 21-31

Diversos trabalhos foram feitos com o fim de determinar o comportamento

mecânico de cada fibra natural e demonstraram que a resistência à tração depende

proporcionalmente do teor de celulose; assim, o ângulo microfibrilar é proporcional

à capacidade de deformação. Segundo o trabalho de d’almeida, Aquino & Monteiro

(2006), as fibras de piaçava apresentaram baixos valores: a tração de 131 MPa e

módulo de elasticidade de 2,6 GPa, semelhante à fibra de coco estudadas por

Defoirdt et al. (2010), com baixo teor de celulose (aproximadamente de 32-53%) e

grande ângulo microfibrilar (aproximadamente de 30-49°) com valores de tração de

192 MPa e módulo de elasticidade de 3,44 GPa.

No trabalho de Fidelis, Silva & Toledo Filho (2014), a fibra de juta

apresenta uma taxa de celulose considerável e pequeno ângulo microfibrilar, por

isso os resultados da resistência à tração são altos: aproximadamente 353 MPa, com

alto módulo de elasticidade de 26,25 GPa, mas baixa capacidade de deformação

(3,05%).

No trabalho de Silva, Chawla & Toledo Filho (2008), o comportamento

mecânico da fibra de sisal apresentou valores altos (tração: aproximadamente 546

MPa, e módulo de elasticidade de 17,37 GPa). Para seu estudo, foram avaliadas

fibras com comprimentos de 10, 20, 30 e 40 mm, utilizando o módulo de Weilbull

para determinar a variabilidade na resistência à tração e concluindo-se que, com o

aumento de comprimento, o módulo de Weibull diminuiu.

DBD


28

A fibra de bambu, estudada por Defoirdt et al. (2010), apresentou uma

resistência alta à tração (com valores de 813 MPa e módulo de elasticidade de 33,37

GPa). Na Tabela 2 se apresenta a referência das propriedades mecânicas de algumas

das fibras mais usadas no Brasil.

Tabela 2 - Valores de referência das propriedades mecânicas das fibras naturais mais

usadas no Brasil.

Fibra Densidade

Resistência a Tração

Módulo de Elasticidade

Deformação Referencia

g/cm3 (MPa) (GPa) (%)

Sisal 1,33 396 - 696 12,81 2,02 – 3,62

(Silva, Chawla &

Toledo Filho, 2008)

Coco 1,25 174 - 210 3,44 3,57 – 14 (Defoirdt et al., 2010)

Juta 1,39 349 - 449 26,25 1,3 – 1,9

(Defoirdt et al., 2010) e

(Fidelis, Silva & Toledo

Filho, 2014)

Curauá - 283- 803 63,7 0,8 -1,02 (Fidelis et al., 2013)

Piaçava - 118 - 144 2,38 – 2,78 9,8 - 14

(d’almeida, Aquino & Monteiro,

2006)

Bambu 1,38 768 - 858 33,37 2,6 – 3,2 (Defoirdt et al., 2010)

2.2. A Pupunha

A pupunha (Bactris gasipaes) é uma palmeira da região tropical da América

Latina, especificamente em regiões do Panamá, Colômbia, Equador, Peru e Bolívia

(Graefe et al. 2013). Na Colômbia, a distribuição desta palma está em 73% na Costa

do pacifico, 22% na região da Amazônia, e 5% em outras regiões (Clement et al.

2004).

A palma de pupunha foi cultivada inicialmente pelos índios da América

Central e Amazônia, aproximadamente no ano de 1545. Porém, os pesquisadores

não tem certeza exata de seu local de origem (Garcia et al. 2011). Na Figura 2 é

apresentada a distribuição da palma de pupunha na Colômbia (adaptada de Graefe

et al. 2013).

DBD


29

Figura 2 - Distribuição da palma de pupunha no América Latina (adaptada de Graefe et al.

2013).

A palma de pupunha normalmente é encontrada em solos bem drenados, em

regiões úmidas com presença constante de chuvas, altitudes variáveis, que podem

ir do nível do mar até 2000m aproximadamente, com temperaturas entre 22 e 28 °C

(Kooper, Urpí & Segreda, 1997). A planta pode atingir até 20 metros de

comprimento e o crescimento é rápido (aproximadamente 1,5–2m por ano). O

diâmetro do tronco varia de 15 a 20 centímetros (Garcia et al. 2011). Na Figura 3

apresenta-se uma foto da palma de pupunha usada neste trabalho.

Figura 3 - Palma de pupunha localizada em Buena Aventura-Colômbia, usada neste

trabalho

DBD


30

A madeira da pupunha é de cor parda, com fibras de cor amarela. Esta é forte

e durável, sendo fácil de trabalhar e apresentando bons acabamentos. A indústria

usualmente aproveita a madeira de pupunha para fabricar móveis, que são

fabricados mediante compensados (Patiño, 1989). A Figura 4 apresenta uma foto

de um móvel e uma cadeira feita com compensado de pupunha pela empresa

FibraDesing.

Figura 4 - Móvel e cadeira feita pela empresa FibraDesing. (Sustentável, 2005)

Segundo Temer & d’almeida (2012), a seção transversal do tronco de

pupunha velha na parte externa tem camada muito resistente, com maior presença

de fibras. Essa estrutura é semelhante à do tronco de bambu, como se pode observar

na Figura 5 e a concentração das fibras apresenta um gradiente decrescente em

direção ao eixo central.

Figura 5 - Seção transversal do tronco da pupunha com a concentração de fibras em

tornou a seu eixo central (adaptada de Temer & d’almeida, 2012).

DBD


31

Outro benefício da palma de pupunha é que é um fruto comestível, de alto

valor nutritivo, que fornece um valor econômico importante para os agricultores

que cultivam a árvore (Na Figura 6 apresenta-se uma foto do fruto comestível da

palma de pupunha). O ciclo de coleta do fruto é curto se comparado com outros

frutos como abacaxi, mamão, maracujá, em que os cultivadores alugam seus

investimentos nos primeiros anos de produção. No Brasil, a extração do palmito,

também um produto comestível, alcança produções de até aproximadamente

100.000 toneladas anuais. Além disso, para abastecer este mercado, os produtores

destinam grandes áreas de plantio para pupunhas adultas, pois as palmeiras iniciam

sua produção a uma idade perto dos 8 anos(Temer & d’almeida, 2012).

Figura 6 - Fruto da pupunha (adaptada de Graefe et al. 2013).

2.2.1. Trabalhos com fibras de pupunha

No trabalho feito por Santos et al. (2007), foram analisadas as propriedades

térmicas das fibras de pupunha. Esse trabalho mostra que a fibra sem tratamento

tem três etapas: a primeira é a perda de água, que acontece a uma temperatura de

81°C; a segunda é a decomposição de hemicelulose a uma temperatura de 250 e

340°C; e, finalmente, a última etapa é a decomposição da celulose a uma

temperatura de 330°C, como se apresenta na Figura 7.

DBD


32

Figura 7 - Curva de ensaio de termogravimetria (TG) e (DTG) do trabalho de Santos et al.

(2007).

Temer & d’almeida (2012) estudaram o comportamento mecânico da fibra

curtas e longas de pupunha mediante ensaios de tração direita, resultando em

valores de 262 MPa e módulo de elasticidade 20 GPa para as fibras curtas e em

valores de 234 MPa e módulo de elasticidade 12 GPa. Para determinar os valores

do comportamento mecânico da fibra Temer & d’almeida (2012) usou a área da

fibra obtida por o micrometro igual a 0,10 mm2. A microestrutura observada

apresenta um grande lúmen e uma forma bastante circular, mas com tamanhos

variantes, como se mostra na Figura 8.

Figura 8 - Seção transversal da fibra de pupunha obtida por microscópio óptico usados

no trabalho de Temer & d’almeida (2012).

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33

No trabalho de De Farias et al. (2009), a fibra de pupunha proveniente da

folha do caule foi usada como reforço em uma matriz polimérica. Foi estudado o

comportamento mecânico do compósito através de um ensaio de tração direta e de

impacto Izod. Foram fabricados compósitos bidirecionais, mostrado na Figura 9

(adaptada de De Farias et al. 2009).

Figura 9 - Corpos de prova de compósito polimérico com fibras de pupunha com

orientação: (a) aleatórias, (b) bi-direcional e (c) bi-direcional com adição de pó (adaptada

de De Farias et al. 2009).

Segundo De Farias et al. (2009), os compósitos reforçados somente com as

fibras bi-direcionais apresentou melhores resultados com resistência à tração de

27,47 MPa e módulo de elasticidade de 3,46 GPa, Além disso, a aderência da fibra

e matriz foi fraca, como mostrado na Figura 10.

Figura 10 - imagens obtivas por (MEV) de aderência fibra de pupunha com a matriz

polimérica (adaptada de De Farias et al. 2009).

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34

2.3. Matrizes a base de cimento

Diferentes matrizes à base de cimento foram usadas para produzir compósitos

com diferentes tipos de fibras (Toledo Filho et al, 2009; Silva et al. 2010; Alida et

al. 2011; Lima & Toledo Filho, 2008). A resposta adequada dos compósitos à base

de matrizes de cimento é dada por diferentes características mecânicas do reforço

como: comprimento, orientação, forma e aderência fibra-matriz (Toledo Filho et

al. 2009; Naaman & Najm, 1991; Silva et al. 2011; Savastano Jr, Warden & Coutts,

2001; Silva et al. 2006).

A grande problemática apresentada pelas matrizes de cimento com os

reforços de fibras naturais é a durabilidade, causada principalmente pelo Ca(OH)2,

resultado da hidratação do cimento Portland. Segundo estudos feitos por Silva et al.

(2010), a fibra de sisal teve uma redução na resistência pós primeira fissura e

também na tenacidade do material. Essa ação está relacionada com a mineralização

da fibra. Para aumentar a durabilidade das fibras naturais em compósitos

cimentícios, Bergström & Gram, (1984) estudaram a impregnação das fibras com

bloqueadores de água, redutores da alcalinidade dos componentes cimentícios da

matriz e selagem de poros.

Autores como Silva et al. (2010) e Fidelis, Silva & Toledo Filho (2014)

investigaram que o problema da durabilidade das fibras naturais é causado pela

migração de hidróxido de cálcio, afetando a estrutura da fibra por meio da

mineralização. O que propuseram foi substituir 50% do cimento Portland por outros

materiais como cinza volante ou tijolo cerâmico moído calcinado. Os autores

demonstraram que as fibras não tiveram sinal de mineralização depois de

envelhecimento acelerado por molhagem e secagem.

2.3.1. Cimento Portland

A história do cimento Portland é muito antiga. Segundo Malinowski &

Garfinkel (1991), data do início da humanidade, quando usavam o fogo perto das

rochas calcárias, e este material calcinado em contato com água ou umidade,

apresentava propriedades aglutinantes. Reller et al. (1992) mostraram que em

Nevali Çori (Turquia) a rocha calcária foi usada no pavimento entre os anos 10.000

e 8.000 a.C. Elsen (2006) descreve que os egípcios foram os primeiros homens a

DBD


35

usar o gesso para alvenaria nos tijolos da pirâmide de Quéops nos anos de 2600

a.C.. segundo Malinowski & Garfinkel (1991) em 1811 James Frost patenteou o

cimento artificial obtido a partir da calcinação lenta da rocha calcária moída e

argilas, o que depois levou ao surgimento do cimento hidráulico mais famoso, o

Portland. Segundo Ashurst (1984), Joseph Apadin patenteou em 1924 o cimento

feito da calcinação da rocha calcária misturada com argila.

Na atualidade, o cimento Portland é um aglomerante hidráulico produzido

pela moagem do clinquer, composto por silicatos e aluminatos de cálcio (Kejin

Wang & Pariya, 2001). Segundo a ASTM C 150-07 (1991), o cimento Portland é

obtido a partir da calcinação e clinquerização de uma mistura de calcário e argila

em proporções adequadas. O clínquer é composto por quatro fases principais, o

silicato tricálcico (C3S), o silicato decálcico (C2S), a fase aluminato (C3A) e a fase

ferrita (C4AF). Os principais componentes químicos do cimento Portland segundo

a ABNT NBR 14656 (2001) são o óxido de cálcio (CaO), dióxido de sílica (SiO2),

óxido de alumínio (Al2O3) e óxido de ferro (Fe2O3), como se apresenta na Tabela 3

Tabela 3 - Composição química principal do cimento Portland.

Nome do composto Abreviação Teor médio

em %

Óxido de cálcio CaO 60 - 67

Dióxido de sílica SiO2 17 - 25

Oxido de aluminó Al2O3 3 - 8

Oxido de ferro Fe2O3 0,5 - 6

Segundo a NBR 8491 (2012) existem diferentes tipos de cimento Portland

com diversas adições de minerais que atendem a diversos usos, tais como

durabilidade e resistência. A resistência à compressão é denominada por suas

classes dadas para 3 idades diferentes: de 3, 7 e 28 dias. Existem diferentes tipos de

cimento para diferentes necessidades, como cimentos para baixo aquecimento de

hidratação, resistentes a ambientes agressivos, por exemplo, a sulfatos, resistentes

à água do mar, ou que ganha resistência rapidamente, entre outros. Na

Tabela 4 são apresentados os diferentes tipos de cimentos segundo a NBR

8491 (2012).

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36

Tabela 4 - Classificação do cimento Portland conforme norma NBR 8491 (2012).

Nome técnico do cimento

Portland Sigla Classes

Conteúdo dos componentes (%)

Clinquer + gesso

Escoria Pozolana Filler

calcário

Comum CPI 25, 32, 40 100 - 0 -

Comum com adição

CPI-S 25, 32, 40 99-95 - 1-5 -

Composto com escoria

CPII-E 25, 32, 40 94-95 6-34 0 0-10

Composto com pozolana

CPII-Z 25, 32, 40 94-76 0 6-14 0-10

Composto com filler

CPIII 25, 32, 40 94-90 0 0 06-10

Alto forno CPII-F 25, 32, 40 65-25 35-70 0 0-5

Pozolanico CPIV 25, 32, 40 5-45 0 15-50 0-5

Alta resistência inicial

CPV-ARI - 100-95 0 0 0-5

Resistência a sulfatos

RS 25, 32, 40 - - - -

Baixo calor de hidratação

BC 25, 32, 40 - - - -

Branco estrutural

CPB 25, 32, 40 - - - -

2.3.2. Metacaulinita

O caulim é um material amorfo de origem pozolânica, composto por silicatos

hidratados de alumínio. Este é formado por caulinita, um argilomineral formado

pela decomposição de feldspato e empilhamento regular de lamelas do tipo 1:1, tem

baixo teor de ferro, por isso sua cor clara (Bertolino et al. 2012).

A substituição parcial do cimento por metacaulinita traz muitos benefícios às

matrizes de argamassa, oferecendo maior incremento na resistência à compressão,

maior refinamento da estrutura de poros, maior resistência ao ataque por sulfato de

magnésio, redução da penetração de íons cloretos. Além disso, se formam silicatos

de cálcio hidratados durante a hidratação do cimento Portland que melhoram a

resistência à compressão e a durabilidade das pastas à base de cimento no estado

endurecido (Winnefeld et al. 2007). Segundo Fidelis, Silva & Toledo Filho (2014)

DBD


37

o uso da metacaulinita em matriz cimentícia apresentou um elevado consumo de

hidróxido de cálcio, comparando-se com uma matriz sem uso deste componente.

A utilização de metacaulinita com adição de fibras vegetais na produção de

compósitos à base de cimento resulta em um material mais ecológico que os

tradicionais, ou seja, um material cimentício com menor quantidade de clinquer e,

consequentemente, um menor consumo de energia e menor emissão de dióxido de

carbono (CO2) (Lima & Toledo Filho, 2008).

2.3.3. Cinza volante

A cinza volante é composto principalmente por silicatos (SiO2, 35-60%),

alumina (Al2O3, 10-30%), óxidos de ferro (Fe2O3, 4-20%) e de cálcio (CaO, 1-

35%). É obtida durante a combustão do carvão pulverizado. Quando submetidas a

altas temperaturas do forno, a matéria volátil e o carbono são queimados, parte da

matéria mineral aglomerada forma cinza grelha e a maior parte dela é arrastrada

pela corrente de exaustão do gás. Isso é chamado cinza volante (Deschner et al.

2012).

A cinza volante apresenta uma mudança nas propriedades da pasta de cimento

na melhora da coesão e trabalhabilidade, diminuindo a exsudação e a segregação

no estado fresco. Além disso, apresenta uma diminuição na temperatura pelas

reações de hidratação e refinamento dos poros e ganho de resistência no estado

sólido (d´Souza, 2011).

As cinzas volantes podem ser usadas no concreto em substituição parcial ao

cimento. Segundo Hussain & Rasheeduzzafar (1994), podem causar melhorias na

estrutura física do concreto endurecido, refinando significativamente a distribuição

de tamanhos dos poros e reduzindo o diâmetro médio destes. Como consequência

o coeficiente de permeabilidade e a difusividade dos cloretos diminuíram.

2.4. Compósitos reforçados com fibras naturais

Um compósito pode ser definido como uma mistura física de dois ou mais

componentes, gerando um material multifásico com propriedades do compósito

superiores à de seus constituintes em separado. O compósito é constituído por duas

fases ou componentes, a componente de maior porcentagem é denominada matriz

DBD


38

e a de menor porcentagem denominada reforço. A matriz se constitui em um

elemento de transferência e homogeneização dos esforços suportados, fornecendo

proteção ao elemento de reforço e mantendo a orientação das fibras e seu

espaçamento (Mano, 2000).

Os materiais compósitos surgiram da necessidade de obter novas matérias que

atendessem às exigências de melhorias no comportamento mecânico, quando dois

materiais combinados oferecem uma melhor propriedade mecânica que as

individuais, uma melhor durabilidade diante de fatores de umidade, vento,

mudanças térmicas. Além disso, origina uma melhor resistência a agentes e

ambientes quimicamente agressivos. Estes elementos são leves e de fácil transporte,

proporcionado um baixo peso específico e sendo práticos na hora de reparo ou

manutenção.

Os compósitos com fibras são conhecidos como compósitos fibrosos, e os

reforços são frequentemente de seção circular amorfa. O comprimento da fibra

geralmente é muito maior que seu diâmetro. Esse fator é avaliado como razão de

aspecto (l/d), sendo muito elevado, o que contribui a maximizar suas propriedades

mecânicas (Bentur & Mindess, 2006).

As fibras vegetais atuam como reforço em matrizes frágeis, transformando as

em um material mais dúctil. Muitas propriedades mecânicas dependem de variáveis

como comprimento (curto ou longo), fração volumétrica, orientação, arranjo das

fibras, aderência fibra/matriz e forma da fibra. Segundo Silva et al. (2011), a

resistência da interface fibra-matriz melhora quando a fibra apresenta seções com

formas irregulares, resultando em um comportamento com múltiplas fissurações no

compósito. No Brasil, as fibras naturais são objetos de grande estudo para materiais

compósitos à base de cimento, como material de reforço tanto de forma contínua,

como de filamentos distribuídos aleatóriamente (Silva et al. 2010; Lima et al.

2007). A Figura 11 mostra os tipos de reforços usados nos compósitos.

DBD


39

Figura 11 - Tipos de reforços para compósitos conforme seu comprimento.

As fibras curtas distribuídas aletoriamente na matriz têm como objetivo

melhorar a capacidade de absorção de energia do material, que atuam no reforço de

matrizes. Segundo Lima & Toledo Filho (2012), as matrizes com fibras curtas

apresentam um comportamento denominado “strain-softening”, pelos baixos

valores que apresentam na tensão aderência da fibra-matriz, com uma queda de

resistência até a ruptura na pós – fissuração, e, logo após isso, um comportamento

de amolecimento. Por outro lado, os compósitos reforçados com fibras longas com

reforço contínuo que atingem uma fração volumétrica superior à crítica, apresentam

um comportamento denominado “strain-hardenig” o qual permite múltipla

fissuração no material, com uma maior resistência e ductilidade, o que faz com que

as fibras desenvolvam uma ponte entre as fissuras da matriz, transferindo melhor

as cargas e criando microfissuras ao longo da matriz (Silva et al. 2010) .

O compósito feito com reforço de fibras vegetais tem aplicações em painéis

estruturais, reforços e reparações de elementos estruturais, fortalecimento das

paredes de alvenaria, produção de componentes construtivos, como telhas, painéis,

caixas de água, entre outras. Além disso, permitem fabricação de elementos de

seções finas com formas variáveis (Lima et al. 2007).

O compósito com fibras longas e alinhadas na direção do carregamento,

origina maiores acréscimos nos valores de resistência, já que os comprimentos das

fibras longas são suficientes para distribuir tensões, permitindo o surgimento de

novas fissuras (comportamento “strain hardening”). Esse tipo de comportamento

foi visto em trabalhos por Silva et al. (2010).

A transferência de tensões no compósito submetido à carga de tração na

direção da fibra é governada principalmente por três estágios, como se apresenta na

DBD


40

Figura 12: a tensão é suportada tanto na fibra como na matriz (a), quando a carga

aumenta e a resistência à tração da matriz é ultrapassada, a primeira fissura é

formada. Na seção da fissura, a tensão somente é suportada pela fibra, e na matriz

são transmitidas tensões por aderência (b); e finalmente, novas fissuras são

formadas, à medida que o carregamento vai aumentando (c) (Lima, 2004).

Figura 12 - Diagrama esquemático de distribuições de tensões no compósito com fibras

longas. (a) pré-fissuração, (b) primeira fissura e (c) pôs fissuração (adaptado de Lima,

2004).

Os compósitos reforçados com fibras podem apresentar três tipos de

comportamento, como se apresenta na Figura 13: o primeiro comportamento de

múltiplas fissurações com aumento de tensão (a); o segundo após a fissuração não

tem um aumento significativo da tensão (b); e no terceiro após a fissuração existe

uma queda de resistência ou amolecimento (c) (Lima & Toledo Filho, 2012; Silva

et al. 2010; Bentur & Mindess, 2006 ).

a) b)

c)

DBD


41

Figura 13 - Curvas esquemáticas de tensão- deformação de compósitos sob a tração

direita.

Frequentemente, os compósitos com fibras curtas de baixo módulo de

elasticidade não têm um comportamento de múltiplas fissurações, ou seja, o

comprimento da fibra não é suficiente (o comprimento da fibra é muito menor que

o comprimento crítico) quando ocorre a fissuração, e acontece um processo de

arrancamento da fibra e da tensão somente e por coesão, seguido por um

deslizamento por fricção. O compósito apresenta um comportamento de

amolecimento até a ruptura devido à baixa aderência na interface fibra-matriz

(Lima, 2004). Além deste comportamento, a fibra curta tem outros fatores como a

orientação, que é muito difícil de incidir neste tipo de característica. Fatores como

o tipo de mistura e lançamento podem afetar a direção das mesmas.

Em um ensaio de tração, durante a zona linear elástica, a matriz tem uma

maior influência no comportamento do compósito; esse comportamento é linear

como se apresenta na Eq. (2.1).

c f f c m m cE V E V Equation Chapter (Next) Section 1Equation Chapter (Next) Section 1(2.1)

Onde σc é a tensão do compósito na faixa linear, Ef é o módulo de elasticidade

da fibra, Vf é a fração volumétrica da fibra εc é a deformação do compósito, Em é o

módulo de elasticidade da matriz e Vm é a fração volumétrica da matriz.

Depois da primeira fissura do compósito tracionado, a maior influência é dada

pela fibra, e a tensão da matriz vai diminuindo gradualmente (Carreira & Chu,

1986). A transferência de tensões acontece de forma severa pelo valor menor de

DBD


42

rigidez da fibra em comparação ao da matriz, resultando em uma queda de tensão e

uma resistência de aderência ficcional da fibra com a matriz.

O comportamento a tração consiste na aplicação de uma carga acrescente de

tração a um corpo até que este sofra uma fratura. Neste ensaio (de tração direta) são

avaliados muitos parâmetros como limite de resistência a tração, limite de

escoamento, módulo de elasticidade, módulo de tenacidade a tração, ductilidade,

coeficiente de encruamento e coeficiente de resistência. A definição segundo Lima

(2004) são forças máximas de tração por unidade de largura que um corpo pode

suportar antes de sua falha, que, em um compósito reforçado com fibras naturais, é

regido pela matriz até sua primeira fissura. A fração volumétrica da fibra tem de ser

suficiente para transferir tensões maiores que a tensão da fissuração do compósito.

Esse teor volumétrico das fibras é chamado fração volumétrica crítica da fibra

(Bentur & Mindess, 2006), dada pela Eq. (2.2):

c muf crit

m fu

EV

E

(2.2)

Onde Vfcrit é a fração volumétrica critica, Ec é o módulo de elasticidade do

compósito, Em é o módulo de elasticidade da matriz, σmu é a resistência a tração do

compósito quando este é fissurado e σfu é a resistência a tração máxima da fibra.

A resposta no comportamento à tração não depende somente da fração

volumétrica crítica, além disso, para que as tensões sejam transmitidas para a

matriz, há um comprimento crítico da fibra para que o compósito tenha um aumento

eficaz da resistência (Bentur & Mindess, 2006), dada pela Eq. (2.3).

fu

c

fu

rL

(2.3)

Onde Lc é comprimento crítico da fibra, τfu é tensão friccional cisalhante de

aderência fibra/matriz, r é o raio da fibra, e σfu é a resistência a tração da fibra.

Para que a tensão da fibra seja distribuída na matriz completamente, existem

fatores de eficiência segundo seu comprimento e orientação, tendo em conta a

interface fibra-matriz. Para a fibra unidirecional no carregamento e onde o

comprimento é maior do que o comprimento critico, o fator de eficiência do

comprimento é calculado pela Eq.(2.4)

12

lcl lc l

l (2.4)

DBD


43

Onde nl é como fator de eficiência do comprimento, lc é o comprimento

critico, e l é o comprimento da fibra.

Levando em conta a Eq.(2.4) do fator de eficiência do comprimento e fator

de orientação (que para fibras alinhadas ao carregamento é igual a 1), as abordagens

dos materiais compósitos podem ser geralmente baseadas na regra das misturas,

mas somente aplicada na região elástica linear, pois a ligação de fibra matriz não

são perfeitas. Para determinar a tensão do compósito na primeira fissura (σmu) e a

tensão do compósito na zona de pôs- fissuração são utilizadas as Eq.(2.5) e Eq. (2.6)

´ * * ´ *mu mu nl n f Vf (2.5)

* * *cu nl n fu Vf (2.6)

Onde Vf é a fração volumétrica da fibra, σmu é a tensão do compósito na

primeira fissura, σ´mu é a tensão da matriz sem fibras, σ´f é tensão das fibras na

primeira fissura, σfu é a tensão das fibras, ηl é a eficiência do comprimento e ηϴ é

a eficiência de orientação da fibra.

Segundo Bentur & Mindess (2006) com base nas Eq (2.5) e (2.6) pode-se

plotar o gráfico, determinando a fração volumétrica critica dada pela Figura 14.

Figura 14 - Relação entre a tensão do compósito σcu e a fração volumétrica da fibra para

fibra longa e alinhada ao carregamento (adaptada de Bentur & Mindess, 2006).

Os materiais compósitos com fibras vegetais, quando submetidos a processos

de envelhecimento em ambientes úmidos, podem sofrer redução de resistência e

DBD


44

tenacidade posterior à fissuração. Isso acontece pelo ataque alcalino e ocasiona um

processo de degradação nas fibras.

Para aumentar a durabilidade de compósitos cimentícios reforçados com

fibras naturais o cimento pode ser parcialmente substituído por pozolanas (Mohr,

Biernacki & Kurtis, 2007). A quantidade de hidróxido de cálcio ainda presente na

matriz após as reações pozolanicas é determinada através de análises

termogravimétricas. No trabalho de Silva et al. (2010) os resultados indicaram que

a matriz desenvolvida evita a mineralização das fibras de sisal mantendo a

tenacidade dos compósitos a níveis elevados. Esse mesmo procedimento foi usado

em outros trabalhos (Fidelis, Silva & Toledo Filho, 2014; Toledo Filho et al. 2009).

2.5. Interface fibra – matriz

Ensaios de arrancamentos são realizados nas fibras para determinar o

comprimento crítico (lc) e a tensão cisalhante interfacial (τ) de transferências de

esforços entre a fibra e a matriz (estes ensaios são conhecidos em inglês como “pull-

out”). O comprimento da fibra e a eficiência das ligações são de grande importância

na resistência da interface fibra – matriz, pois garantem a resistência e eficiência do

compósito. As fibras muito curtas resultam em transmissões pouco eficientes

(Monteiro & D’almeida, 2006).

Segundo Boshoff, Mechtcherine & Zijl (2009), o comprimento de

embebimento é muito importante na resistência da interface fibra-matriz, ou seja,

diferentes comprimentos ocasionam variações nos deslocamentos e forças nos

ensaios de “pull-out”, sendo que, para comprimentos maiores de embebimento, a

probabilidade de ruptura são mais altas e o escorregamento é menor.

O trabalho feito por Lebdeh et al. (2011) mostra que a geometria das fibras

de aço está associada diretamente com a carga máxima e os aumentos de energia de

“pull–out”. Características geométricas da fibra como a ancoragem nos extremos e

variação na forma da mesma apresentam um aumento de 91% na carga máxima de

“pull-out”.

Outro fator muito importante na resistência de um compósito é o volume da

fibra. Segundo Alida et al. (2011), a fração volumétrica da fibra de coco com

porcentagens maiores aumenta o módulo de ruptura aos 28 dias, apresentando

DBD


45

valores de 15,23MPa para facões volumétricas de 9% versus valores de 14,16 e

14,46 MPa para fracções de 3 e 6 % respectivamente.

2.5.1. Modelo matemático de arrancamento proposto por Sueki

Segundo Sueki et al. (2007), o ensaio de pull-out envolve três estágios. O

estágio I governado por comportamento elástico- linear, com um amento de carga

muito elevada. O estágio II começa com comportamento não-linear, iniciando-se a

decoesão da fibra, onde a carga máxima (Pmax) ocorre neste ponto e o deslizamento

(S) é considerado como comprimento de decoesão crítico. A resistência ao

cisalhamento é definida como tensão de adesão máxima (τmax), e é dada pela

decoesão da fibra. No estágio III a carga decresce ao valor fixo; nesta etapa, o

comportamento é governado pela resistência ao cisalhamento friccional até que a

fibra seja descolada completamente (τfrc). A Figura 15 apresenta a curva típica

força vs deslizamento do ensaio de “pull-out” da fibra, adaptada de Sueki et al.

(2007).

Figura 15 - Digrama carga versus deslizamento de “pull-out” (adaptada de Sueki et al.,

2007)

O equilíbrio estático ao longo do comprimento de embebimento requer que a

força no filamento (F) seja transferida para a matriz (M) através da interface,

segundo a forma diferencial dada pela Eq.(2.7)

dF dM

dx dx (2.7)

Onde Ψ é a circunferência equivalente do cordão e τ é a tensão de

cisalhamento da interface da fibra – matriz. Para pequenas cargas, a tensão de

cisalhamento é função do deslizamento, com comportamento elástico linear e

DBD


46

inclinação K. A Figura 16 apresenta o digrama de tensão de cisalhamento onde está

definido a constante de inclinação K.

Figura 16 - Digrama típico de tensão ao cisalhamento versus deslizamento de “pull-out”

(adaptada de Sueki et al. 2007).

O deslizamento (S) é definido pela diferença entre o alongamento do fio (dy)

e o encurtamento da matriz (dm). A tensão de cisalhamento está dada pela Eq.(2.8)

0

(dy dm) K ( ) (x)

x

KS K Ey x Em dx (2.8)

Onde 𝐸𝑦 =𝐹

𝐴𝑦𝐸𝑦, 𝐸𝑚 = −

𝐹

𝐴𝑚𝐸𝑚 , para o qual (A) é área da seção transversal,

(E) é o módulo de elasticidade, (y) se refere ao fio e (m) se refere à matriz.

Realizando uma substituição na Eq.(2.8) em a Eq.(2.7) e realizando a

derivada a (x), tem-se a equação diferencial para as forças no “pull-out” do fio dada

pela Eq.(2.9)

22

20

d FF

dx (2.9)

Onde 𝛽2 = Ψ𝐾𝑄 e 𝑄 = (1

𝐴𝑦𝐸𝑦) + (

1

𝐴𝑚𝐸𝑚).

A solução geral para a equação diferencial de segunda ordem tem a seguinte

forma dada pela Eq.(2.10)

1 2( ) x xF x C e C e (2.10)

Aplicando-se as condições de contorno F(0)=0 e F(L)=P na Eq.(2.10)

calculamos as constantes C1 e C2:

DBD


47

(0) (0)

1 2

1 2

1 2

(L) (L)

1 2

(L) (L)

1 1

(L) (L)

1

(0) 0

0

0

(L)

( )

2

F

C e C e

C C

C C

F P

C e

Di

C e P

C e C e P

C e e

vidindo

P

por

(L) (L)

1

1

1

1 2

2

( )

2 2

:2

( )2

2 ( )

2 ( )

x x

C e e P

e esabendo se que senhx

PC senh L

PC

senh L

C C

PC

senh L

Com as constantes C1 e C2, substituindo na Eq.(2.10), calculamos a Eq.(2.11)

( )2 ( ) 2 ( )

( ) ( )2 ( )

2

( ) ( )

2 2 ( ) 2

( ) (x )( )

x x

x x

x x

P PF x e e

senh L senh L

PF x e e

senh L

dividendo por

F x P e e

senh L

PF x senh

senh L

(x )

( )( )

P senhF x

senh L

(2.11)

Derivando a Eq.(2.11) em relação a (x), tem-se a Eq.(2.12):

cos (x )

(́ )( )

P hF x

senh L

(2.12)

Substituindo F´(x) por τΨ segundo da Eq.(2.7) tem-se a Eq.(2.13):

DBD


48

cos (x )

( )

P h

senh L

(2.13)

Para o estágio I, a tensão de cisalhamento da interface é menor que a tensão

máxima. A interface do fio e da matriz está totalmente ligada e a carga aplicada é

menor que a carga máxima de aderência(𝑃1 < 𝑃1𝑏,𝑚𝑎𝑥) como mostrado na Figura

17.

Figura 17 - Diagrama no estágio I (elástico linear) de tensão ao cisalhamento e força ao

longo do embebimento do fio do “pull-out” (adaptada de Sueki et al. 2007).

O deslizamento (S) no estágio linear-elástico na extremidade do fio está dado

pela Eq.(2.14):

1

0 0

1

0 0

1

0

1

0

( ) ( ) 1 1(L) ( )

(x )(L) ( )

( )

(L) ( )( )

cosh(x )(L)

( )

L L

L L

L

L

F x F xS dx F x dx

AyEy AmEm AyEy AmEm

P senhS Q F x dx Q dx

senh L

QPS senh L dx

senh L

QPS

senh L

1(L) cosh( L) 1( )

QPS

senh L

(2.14)

Quando a tensão de cisalhamento atinge X=L, atinge o valor máximo

terminando o estágio I a carga máxima adesional é calculada pela Eq.(2.15):

DBD


49

max1 ,max

cos (L )( )

( )

(L )

cos ( )b

P hL

senh L

senhP

h L

max

1 ,max ( )bP tgh L

(2.15)

Para o estágio II, a tensão cisalhante excede a tensão máxima, o qual inicia o

comportamento não-linear. A decoesão da fibra é dada pelo comprimento (d), a

distribuição de tensões nesse comprimento (d) é regido pela tensão friccional (τfrc)

ao longo do trecho da decoesão. No trecho (L-d) a fibra e a matriz ainda estão

aderidas como mostrado na Figura 18:

Figura 18 - Diagrama no estágio II (não-linear) de tensão ao cisalhamento e força ao longo

do embebimento do fio durante o “pull-out” (adaptada de Sueki et al. 2007).

A força de “pull-out” é calculada assumindo duas forças: a primeira a força

de aderência (𝑃2𝑏,𝑚𝑎𝑥) e a força da região de decoesão (Pd), calculado a força P2

dada pela Eq.(2.16)

2 2 ,max

max2 ,max: ( )

d b

d frc b

P P P

onde P d e P tgh L d

max2 ( )frcP d tgh L d

(2.16)

DBD


50

Aplicando as três condições de contorno neste estágio II: F(0)=0, F(L-

d)=P2b,max e F(L)=P2 na Eq.(2.10) calculamos as constantes C1 e C2:

(0) (0)

1 2

1 2

1 2

2 ,max

(L d) (L d)

1 2 2 ,max

(L d) (L d)

1 1 2 ,max

(L d) (L d)

1 2 ,max

2 ,max(L d) (L d)

1

(L d) (L d)2

(0) 0

0

0

(L d)

( )

( )

2

( )

2

b

b

b

b

b

b

F

C e C e

C C

C C

F P

C e C e P

C e C e P

C e e P

Pe e

C

se divide por

Pe e

,max

1

2 ,max

1

2

( (L d))2

b

C

Psenh

C

2 ,max

1

1 2

2 ,max

2

2 ( ( ))

2 ( ( ))

b

b

PC

senh L d

C C

PC

senh L d

Com as constantes C1 e C2, substituindo na Eq.(2.10), calculamos a Eq.(2.17)

2 ,max 2 ,max

2 ,max

2 ,max

( )2 ( ( )) 2 ( ( ))

( ) ( )2 ( ( ))

2

( ) ( )

2 2 ( ( )) 2

b bx x

b x x

x xb

P PF x e e

senh L d senh L d

PF x e e

senh L d

dividendo por

PF x e e

senh L d

2 ,max

2 ,max

(x )( ) ; 0

( ( ))

( ) ( ) ;

b

b

d b frc

P senhF x x L d

senh L d

F x P d x L d L d x L

(2.17)

DBD


51

O deslizamento na extremidade da fibra é obtido igual que o estagio I, mas

separando em duas regiões: zona de adesão e zona de decoesão, da seguinte forma,

obtendo o deslizamento dada pela Eq.(2.18):

2

0

2

0

2 ,max

2 2 ,max

0

( ) ( ) ( ) ( )(L)

(L) ( ) ( )

(x )(L) ( )

( ( ))

L d L

b b d d

L d

L d L

b d

L d

L d L

b

b frc

L d

F x F x F x F xS dx dx

AyEy AmEm AyEy AmEm

S Q F x dx Q F x dx

P senhS Q dx Q P d x L d dx

senh L d

2 ,max

2 2 ,max

cosh (L ) 1 1(L) ( 2 )

h (L ) 2

b

frc b

P Q dS Qd d P

sen d

(2.18)

O estágio III tem dois estados: o inicial onde o corpo é rígido e na zona de

(Δd) supõe-se que a fibra esteja totalmente descolada, mas manteve a tensão

friccional (τfrc) uniforme. O segundo estado (Δd >0) após o descolamento, uma

pequena tensão cisalhante é definida como (τdin) e o movimento do corpo rígido é

simplificado como se apresenta na Figura 19:

Figura 19 - Diagrama no estágio III (dinamica) de tensão ao cisalhamento e força ao longo

do embebimento do fio do “pull-out”: (a) primeira resposta dinamica Δd=0 e (b) segunda

resposta dinamica Δd>0 (adaptada de Sueki et al. 2007).

Para o primeiro estado do estágio III, a carga 𝑃3,1𝑠𝑡 é dada pela Eq.(2.19) e

o deslizamento 𝑆(𝐿)3,1𝑠𝑡 é dado pela Eq.(2.20):

3,1st frcP L (2.19)

3,1

0 0

( ) ( ) 1 1(L)

L L

d dst frc

F x F xS dx x dx

AyEy AmEm AyEy AmEm

DBD


52

2

3,1

1(L)

2st frcS Q L (2.20)

Para o segundo estado do estágio III, durante o movimento do corpo rígido

(Δ>0) a resistência ao cisalhamento cai para τdin, e o comprimento de embebimento

é reduzido (L-Δd). A força de “pull-out” dinâmica é dada pela Eq.(2.21):

3,nth ( )dinP L d (2.21)

A medida que a carga diminuí o deslizamento aumenta até que a carga critica

reduza. O deslizamento é imposto pelas garras do equipamento e a segunda fase

ocorre (Δd>0). O equilíbrio estático e a distribuição de forças é pela Eq.(2.22):

3( ) ( ) ; 0nth dinF x P x L d x L d (2.22)

O deslizamento pode ser medido da mesma forma que a Eq.(2.20). Este é

dado pela Eq.(2.23):

3,nth

0

( ) ( )(L)

L dF x F x

S dxAyEy AmEm

2

3,nth 3,(L) ( ) (L )2

dd nth d

QS L P Q

(2.23)

O deslizamento total na região dinâmica é o deslizamento no final da região

II mais o deslizamento dinâmico da região III, dada pela Eq.(2.24):

3,1 2, 3,1

3,nth 2, 3,nth

( ) ( ) ( ) 0

( ) ( ) ( ) 0

total st last st d

total last d

S L S L S L para

S L S L S L para

(2.24)

O deslocamento médio da região III, consiste no deslizamento total e o

deslocamento no corpo rígido Δd, dada pela Eq.(2.25):

3, 2, 3,( ) ( ) ( )medio nth last nth dD L S L S L (2.25)

DBD


53

3 Desenvolvimento e caracterização da matriz

3.1. Introdução

Muitos estudos foram realizados com a finalidade de se aumentar o

desempenho da durabilidade do compósito, mantendo as propriedades mecânicas.

Para tal objetivo, diferentes trabalhos foram realizados na redução da alcalinidade

e do teor de hidróxido de cálcio da matriz, usando substituições do cimento por

outros componentes.

Autores como Silva et al. (2010) e Toledo Filho et al. (2009) realizaram uma

substituição de 50% do cimento por 30% de metacaulinita e 20% de tijolo cerâmico

moído calcinado, o que resultou em uma redução de hidróxido de cálcio e em

aumento na durabilidade do compósito.

Segundo Mohr, Biernacki & Kurtis (2007), a substituição de cimento por

fumo de sílica, escória, cinza volante, metacaulinita e cinzas vulcânicas causou

alterações no comportamento da matriz e resultou em uma boa durabilidade do

compósito; mas, em algumas substituições, tiveram uma perda na tenacidade do

mesmo. Tolêdo Filho et al. (2003) estudou a substituição de cimento por 40% de

fumo de sílica e escória de alto forno, logrando, também, um aumento na

durabilidade do compósito.

Neste capítulo, uma matriz foi desenvolvida, adaptando-se a dosagem

determinada no trabalho de Fidelis (2014). Para o desenvolvimento da matriz foi

realizada uma substituição de 50% de cimento por 40% de metacaulinita e 10% de

cinza volante, com a finalidade de reduzir a quantidade de hidróxido de cálcio da

matriz garantindo, assim, uma maior durabilidade. Além disso, uma caracterização

mecânica e química foi realizada para um posterior uso no compósito com as fibras

de pupunha.

DBD


54

3.2. Programa experimental

Neste trabalho uma matriz à base de cimento com baixo teor de hidróxido de

cálcio foi dosada, substituindo-se parcialmente o material cimentício por

metacaulinita e cinza volante denominada (M2), a fim de impedir o processo de

mineralização das fibras e outra matriz sem substituições denominada (M1). Além

disso, foi feita uma matriz fluida para facilitar a moldagem dos compósitos com a

fibra de pupunha e permitir uma boa distribuição, preenchendo completamente o

compósito. Para caracterização da matriz, foram feitos ensaios de difração de raios-

X a fim de determinar a sua estrutura cristalina, distribuição granulométrica, massa

especifica, espectroscopia por energia dispersiva (EDS). Além disso foram

realizados ensaios de consistência, compressão e tração. Na Figura 20 apresenta-se

o programa experimental da caracterização da matriz.

Figura 20 - Programa experimental de caracterização da matriz.

CARATERIÇÃO DA MATRIZ

Granulometria

Espectroscopia por energia dispersiva (EDS)

Difração de raios – X (indice de cristalinidade)

Análise termogravimétrica(TG)

Massa especifica

Consisência

Compressão

Tração

DBD


55

3.3. Caracterização dos materiais

Neste trabalho, foram empregados para a fabricação da matriz os seguintes

materiais: cimento CP II F32, fabricado pela empresa Lafarge; metacaulinita HP

ultra da empresa Metacaulim do Brasil Indústria e Comercio Ltda; cinza volante,

fornecida pela empresa Pozo Fly –; areia de rio (massa específica de 2,68 g/cm3,

módulo de finura de 2,00, passante na peneira 1,18 mm) e superplastificante

Glenium 51, com formulação à base de éter policarboxílico e teor de sólidos de

30%, massa específica em torno de 1,067 – 1,107 g/cm3 e tempo de ação de 45

minutos.

A distribuição granulométrica do cimento, da metalcaulinita e da cinza

volante foi feita pelo ensaio a difração Laser, no equipamento Malvern MasterSizer

2000, como mostrado na Figura 21, onde o cimento foi disperso em álcool elítico e

a metalcaulinita e a cinza volante dispersas em água deionizada. Os parâmetros

usados foram agitação de 1500rpm, tempo de ultrassom de 2,5min, obscuração

entre 10 e 15%, e tempo de dispersão de 5 min.

Figura 21 - Equipamento Malvern MasterSizer 2000 para ensaio de granulometria para

Cimento, Cinza volante e Metaucaulinita.

A granulometria da areia de rio foi feita em um agitador mecânico, com

peneiras de abertura de 0,15mm; 0,30mm; 0,60mm, 1,18 mm, 2,36 mm e 4,75 mm,

como mostrado na Figura 22:

DBD


56

Figura 22 - Agitador mecânico, com peneiras para granulometria da areia.

Os diâmetros D10, D50 e D99 são definidos como os tamanhos de partículas

abaixo dos quais se encontram 10%, 50% e 90% da massa, respectivamente,

obtendo diâmetros de 0,20mm para D10, 0,85mm para D50 e 1,10mm para D90. A

distribuição granulométrica da areia é apresentada na Figura 23:

Figura 23 - Curva granulométrica da areia.

DBD


57

Como se observa na Figura 24, as curvas granulométricas do cimento CP II

F 32 e a metaucalinita têm tamanhos de partículas semelhantes, que variam entre

0,3 μm até 110 μm, e a cinza volante apresenta tamanhos que variam desde 0,3 μm

até 310 μm. Na Tabela 5 são apresentados os diâmetros D10, D50 e D90 do cinza

volante, metacaulinita e cimento.

Figura 24 - Curvas granulométricas do cimento, metacaulinita e a cinza volante.

Tabela 5 - Diâmetro do cimento, metalcaulinita e cinza volante (D10, D50 e D90).

DIAMETRO CIMENTO CPII F 32

(μm) CINZA VOLANTE

(μm) METACAULINITA

(μm)

D 10 2,953 6,107 3,024

D 50 18,746 50,134 15,278

D 90 52,507 209,167 47,965

Para determinar a massa específica do cimento, da metalcaulinita e da cinza

volante foi usado um picnômetro a gás hélio, da marca Quanta Chrome modelo

Multi Pycnometer, como se apresenta na Figura 25.

DBD


58

Figura 25 - Picnômetro a gás hélio usado para determinar densidade de metaucalinita,

cinza volante e cimento CPII F32.

O picnômetro a gás determina o volume verdadeiro de um sólido, por

variação da pressão de um gás, numa câmara de volume conhecido. O gás hélio é

comumente utilizado, pois, além de ser inerte, possui moléculas de pequeno

tamanho, e por isso penetra facilmente nos poros da amostra. O equipamento

fornece a massa específica média do número de leituras solicitado. Os valores de

massa específica do cimento, cinza volante e metacaulinita constam na Tabela 6.

Tabela 6 - Densidade real do cimento, cinza volante e metacaulinita.

Cimento CPII F32

Cinza Volante

Metacaulinita

Massa especifica

(g/cm3) 3,10 2,15 2,70

O equipamento usado para análises da composição química foi um

microscópio eletrônico de varredura de transmissão JEOL JSM-6510 LV,

realizando espectroscopia por energia dispersiva (EDS), que permite quantificar os

elementos constituintes das amostras como mostrado na Figura 26, operando com

uma voltagem de 20 KV, com magnificação de 200 e um detector de nano trace.

Na Tabela 7 são mostrados os percentuais em peso e em massa atômica do cimento,

cinza volante e metaucalinita.

DBD


59

Figura 26 - Espectroscopia por energia dispersiva (EDS) para: (a) cimento CPII F32, (b)

Cinza volante e (c) Metacualinita.

Tabela 7 - Quantidade de elementos em porcentuais de peso e de massa atômica para o

cimento, cinza volante e metaucalinita.

Elemento

Cimento CPII F32 Cinza Volante Metacaulinita

Peso (%)

Massa atómica

(%)

Peso (%)

Massa atómica

(%)

Peso (%)

Massa atómica

(%)

C 5,28 10,10 - - 2,01 3,75

O 39,84 57,18 52,83 67,22 49,55 63,29

Mg - - - - 0,65 0,39

Al 1,02 0,87 13,42 10,13 16,60 11,69

Si - - 27,42 19,87 22,15 15,62

K - - 3,07 1,60 0,03 1,57

Ti - - - - 0,01 0,34

Fe 2,70 1,11 3,26 1,19 0,02 0,70

Au - - - - 0,03 0,54

S 1,63 1,17 - - - -

Ca 44.62 25,57 - - - -

Para as análises de cristalinidade do cimento, cinza volante e da

metaculinita, foi utilizado um difractômetro Bruker D8 Discovery, com radiação de

cobre (Cu-kα, λ=1,5406 Å), operando a 40 kV e 40 mA. Os parâmetros usados

foram: velocidade angular de 0,02° por segundo e intervalo de medida entre os

ângulos de Bragg (2θ) de 5° até 80° para metacaulinita e aproximadamente 20° até

DBD


60

80° para o cimento e a cinza volante, o qual permite a determinação da composição

mineralógica do material.

No ensaio de difratometria foram analisadas as fases cristalinas de cada

material anteriormente mencionado. Para o cimento, o elemento cristalino

predominante foi a alita e a belita, como pode ser observado na Figura 27. Além

disso, na metacaulinita e na cinza volante, foi notado um pequeno desvio entre os

ângulos 20° e 30°, o que indica existência de silica e alumina no estado amorfo.

Figura 27 - Difratogramas de: (a) do cimento; (b) da cinza volante e (c) da metacaulinita.

a) b)

c)

DBD


61

3.4. Dosagem e processamento da matriz

A dosagem da matriz foi adotada pelo traço utilizado no trabalho de Fidelis

(2014), de 1:1:0,4 (material cimentício: areia: água/material cimentício em peso),

com teor de superplastificante de 1,4%, fazendo uma substituição parcial do

cimento de 50% por 40% de metacaulinita e 10 % de cinza volante (M2), esperando

reduzir o teor de hidróxido de cálcio na matriz e prevenir a degradação da fibra.

A elaboração da matriz foi a seguinte: mistura-se os materiais secos por 4

minutos em baixa velocidade (124rpm) como se mostra Figura 28a, em seguida se

adiciona o superplastificante diluído em água e se deixa misturar por 2 minutos em

baixa velocidade como se apresenta na Figura 28b, por último, para homogeneizar

o material, se deixa mais 3 minutos em velocidade alta (240rpm)como se apresenta

na Figura 28c. Esse procedimento foi feito em argamassadeira com capacidade de

5L.

Figura 28 - Preparação da mistura da matriz: (a) mistura de materiais em seco com

velocidade baixa, (b) adição de agua com superplastificante e (c) mistura para

homogeneização da matriz com velocidade alta.

DBD


62

3.5. Propriedades da matriz no estado fresco

3.5.1. Consistência

A consistência da matriz foi baseada na norma NBR 7215/96 (1996), em que

se usa uma mesa horizontal lisa e plana, um molde tronco-cônico e o soquete de

metal. Com ajuda de uma espátula, a argamassa foi colocada em três camadas da

mesma altura e foram aplicados 15, 10 e 5 golpes uniformes homogeneamente em

cada camada. Posteriormente, a argamassa que ultrapassa a borda foi retirada,

alisando-se o topo com uma régua. Depois de cheio, o molde tronco-cônico foi

retirado, deixando que a mistura se espalhasse na mesa. Finalmente, mediu-se o

diâmetro com uma régua, e o teor de superplastificante foi determinado quando a

diferença entre medidas foi menor do que 5mm. Segundo Silva, et al. (2010) e

Fidelis, Silva & Toledo Filho (2014) determinou-se um valor de espalhamento de

aproximadamente 400mm, para dar trabalhabilidade a matriz. Na Figura 29

apresenta-se o processo para determinar a consistência da matriz.

Figura 29 - Processo para ensaio de consistência: (a) preenchida de molde tronco-cônico

com matriz, (b) golpes uniformes homogeneamente em cada camada e (c) medida do

diâmetro do espalhamento da matriz.

a) b)

c)

DBD


63

3.5.2. Ponto de saturação

Para determinar o teor ótimo de superplastificante, foram usados teores de 1;

1,2; 1,4; 1,6 e 1,8% em relação ao material cimentício. Neste tipo de ensaio,

normalmente são realizados golpes para medir o espalhamento, mas com esse tipo

de superplastificante não foi necessário, pois a presença dele oferece uma alta

fluidez.

O teor ótimo de superplastificante foi definido com base em dois critérios: o

primeiro baseando-se em trabalhos feitos anteriormente ( Fidelis, Silva & Toledo

Filho, 2014; Toledo Filho et al. 2009; Silva et al. 2010) o segundo foi o critério

conforme a norma NBR 7215/96 (1996), o qual o ponto de saturação foi de 1,4%,

como se apresenta na Figura 30.

Figura 30 - Ponto de saturação de superplastificante para matriz substituindo o 50% do

cimento por 40% por metacaulinita e 10% por cinza volante.

DBD


64

3.6. Propriedades no estado endurecido

3.6.1. Comportamento térmico

Análises termogravimétricas foram utilizadas para determinar o conteúdo de

hidróxido de cálcio (CH) presente na matriz M1 e M2, realizando os ensaios de

gravimetria aos 7, 14 e 28 dias.

Os ensaios de termogravimétrica foram feitos em uma máquina Perkin-Elmer

Pyris 1 TGA como se apresenta na Figura 31 operando com uma velocidade de

aquecimento de 10°C/min, temperatura ambiente até 900°C, e em atmosfera de

nitrogênio de 29mL/min. As amostras foram colocadas numa sacola plástica

fechada no dia da mistura até o dia do ensaio, o qual as amostras foram analisadas

com a umidade natural, sem nenhum processo de secagem no forno.

Figura 31 - Equipamento Perkin-Elmer Pyris 1 TGA usado para analises térmico da matriz.

Segundo Elbeyli et al. (2003), o hidróxido de cálcio (Ca(OH)2 ) se decompõe

quimicamente a temperaturas entre 420 e 520°C e perde água nesse processo de

desidratação. Através de análises termogravimétricas (TG), é possível determinar a

perda de massa nessa região da desidratação, que corresponde à perda de água em

que está combinada quimicamente Ca(OH)2. A reação química ocorre durante o

processo de desidratação de Ca(OH)2, como se apresenta na Eq.(3.1).

2 2(OH)

(74 ) (18 )

Ca CaO H O

g g

Equation Chapter (Next) Section 1(3.1)

Na Eq.(3.1), pode-se observar que a perda de massa correspondente a um

grama de molécula de água (18g) causa uma desidratação de um grama de molécula

de Ca(OH)2 (74g). Assim, a massa livre de Ca(OH)2 é igual a 74/18 vezes a massa

DBD


65

da perda de água na reação química. A Eq.(3.2) é usada para calcular a quantidade

de hidróxido de cálcio (CH) presente em cada pasta de cimento.

0( )74,09

(%)18,01

T Tf

s s

c

M MCH x

M

(3.2)

Onde 𝑀𝑠𝑇0 é a massa obtida do ensaio TG para a temperatura inicial de

desidratação do CH, 𝑀𝑠𝑇𝑓

é a massa obtida do ensaio TG para á temperatura final de

desidratação do CH observado no DTG e 𝑀𝑐 é a massa inicial da amostra sem

nenhum processo de secagem no forno.

Como pode ser observado na Figura 32, nas curvas de termogravimetria

derivada (DTG), o pico entre 50 e 200°C corresponde à uma perda de umidade na

matriz y perda de agua livre, decomposição da etringita e do silicato de cálcio

hidratado (C-S-H); entre 400°C (Mst0) e 480°C (Ms

tf) ocorre a desidroxilação do

hidróxido de cálcio; e entre 650 e 750°C ocorre a descarbonatação do carbonato de

cálcio (Dweck et al., 2009, Neves Jr et al., 2012).

Figura 32 - Curvas TG/DTG da matriz M1 e M2 aos: (a) 7 dias, (b) 14 dias e (c) 28 dias.

a) b)

c)

DBD


66

Na Tabela 8 são apresentados os consumos em porcentagens do hidróxido de

cálcio. Pode-se observar que a matriz M2 apresentou percentual de 2% hidróxido

de cálcio aos 28 dias, no entanto, o conteúdo de hidróxido de cálcio na matriz M1

foi de 15%.

Tabela 8 – Cálculo de conteúdo de CH na matriz aos 7, 14 e 28 dias.

Tipo de matriz Dia de ensaio Conteúdo de CH (%)

M1 7 dias

12

M2 4

M1 14 dias

14

M2 3

M1 28 dias

15

M2 2

3.6.2. Comportamento da matriz submetida a cargas de tração direita e compressão

A matriz M2 com o traço de 1:1:0,4 (material cimentício: areia: água/material

cimentício em peso), com uma substituição do cimento de 50% por 40% de

metacaulinita e 10% de cinza volante foi testada na compressão e tração para

determinar suas propriedades mecânicas. Os corpos de prova utilizados nos ensaios

de tração direta possuem dimensões de 400 x 60 x 10 mm de espessura

(comprimento x largura x espessura), e para os ensaios de compressão 100 x 50 mm

(altura x diâmetro) como mostrado na Figura 33.

Figura 33 - Esquema das dimensões dos corpos de prova da matriz prova para ensaios

de: (a) compressão e (b) tração direita.

DBD


67

Para a moldagem da matriz e o desenvolvimento do compósito foi usada uma

fôrma de acrílico, como apresentado na Figura 34a. O preenchimento da matriz M2

foi feito em três partes até completar a fôrma, como se apresenta na Figura 34b, e

depois os corpos de prova foram submetidos à cura em água, como se apresenta na

Figura 34c. O ensaio de tração direita da matriz foi feito na máquina de ensaios

universal MTS modelo 311 com uma célula de carga de 100 KN e velocidade de

ensaio de 0,5mm/min. Para este ensaio foram feitos 3 corpos de prova. Os

deslocamentos foram medidos por dois LVDT’s posicionados nas laterais dos

corpos de prova como se mostra na figura Figura 34d, com comprimento de corpo

livre de 120 mm, sendo considerado o valor médio obtido através das leituras dos

dois LVDT’s. Os ensaios foram realizados aos 28 dias depois da cura.

b)

a)

DBD


68

Figura 34 - Processo ensaio de tração na matriz: (a) forma para preenchimento da matriz,

(b) preenchimento da matriz (c) máquina de ensaios universal MTS modelo 311 e (d)

ensaio a tração direita do compósito.

Os ensaios de compressão foram feitos em um sistema de ensaios mecânicos

servo hidráulico da MTS com uma célula de carga de 500 kN, com uma taxa de

deslocamento de 0,05mm/min. Os corpos de prova foram faceados antes de ser

testados e os deslocamentos axiais foram medidos por dois “strain gages” acoplados

na região central do corpo de prova. O valor do deslocamento foi o valor médio dos

deslocamentos obtidos pelos “strain gages”. Para este ensaio foram realizados 3

corpos de prova. Os ensaios foram feitos aos 28 dias. Na Figura 35 apresenta-se a

moldagem até o ensaio de compressão da matriz.

c)d)

DBD


69

Figura 35 - processo de ensaio a compressão na matriz: (a) preenchimento da matriz na

forma, (b) colocação dos strain gages no corpo de prova, (c) máquina de ensaios universal

MTS modelo 311 e (d) ensaio a compressão.

A Figura 36 apresenta a curva tensão versus deformação dos ensaios de tração

direita e compressão da matriz dadas em tensão versus deformação.

DBD


70

Figura 36 - curva tensão versus deformação da matriz com 40% de metacaulinia e 10%

de cinza volante para ensaios de: (a) tração direita e (b) compressão.

A matriz apresentou valores de resistência à compressão de 53,83MPa e

módulo de elasticidade de 26,33GPa; para a resistência à tração, apresentou valores

de 1,46MPa e módulo de elasticidade de 21,89 GPa. A Tabela 9 apresenta os

resultados dos ensaios à compressão e tração direita em valores de resistência

máxima a tensão, deformação e módulo de elasticidade. Com seus desvios padrões

em parêntesis.

Tabela 9 - Resultados dos ensaios a tração direita e compressão da matriz substituindo

50% do cimento por 40% de metacaulinia e 10% de cinza volante para ensaios de tração

direita e compressão

Tipo de ensaio

Módulo de elasticidade

(GPa)

Tensão máxima (MPa)

Deformação máxima (%)

Compressão 26,33 (4,55) 53,83 (2,38) 0,39 (0,07)

Tração direita

21,89 (1,40) 1,46 (0,12) 0,007 (0,001)

3.7. Conclusões

As seguintes conclusões foram feitas a partir dos resultados obtidos:

Para desenvolver uma matriz com trabalhabilidade, foi usado o teor

de superplastificante de 1,4%, obtendo valor de espalhamento de

400mm no estado fresco;

DBD


71

A resistência máxima à tração da matriz foi de 1,46MPa, e a

resistência à compressão foi de 53,83MPa, sendo estas propriedades

mecânicas adequadas para produção do compósito;

A matriz com as substituições de 50% de cimento por 40% de

metacaulinita e 10% de cinza volante, aos 28 dias, apresentou o teor

de hidróxido de cálcio de 1,65%. O contrário acontece com a matriz

sem substituição, que teve um teor de hidróxido de 14,81%. Isso quer

dizer que as substituições no material cimentício geraram uma matriz

com baixo teor de hidróxido de cálcio.

DBD


72

4 Caracterização do reforço

4.1. Introdução

Neste capítulo, são analisadas as propriedades mecânicas, morfológicas e

químicas do reforço natural realizando uma correlação entre o comportamento

mecânico das fibras com os resultados obtidos na morfologia. Essa correlação foi

feita realizando ensaios com o mesmo corpo de prova, tanto para a tração direita

como para microscopia eletrônica de varredura (MEV), medindo cada fibra e

determinando sua área real. Nas análises morfológicas são avaliados três tipos de

áreas: área total, área sem os dutos principais e a área real. A área total é a área que

inclui todos os vazios da fibra, normalmente usada na literatura para determinar o

comportamento mecânico de cada fibra; a área sem os dutos principais é a área que

não inclui os dutos que tem a função de transportar a seiva da fibra; a área real é a

área que não inclui os vazios que tem a fibra. Essa investigação tem como objetivo

fornecer uma análise completa das propriedades mecânicas da fibra de pupunha,

verificando se a morfologia tem influência no comportamento da mesma.


As fibras de pupunha possuem uma morfologia variável e seção transversal

irregular, por isso, os ensaios com esse tipo de fibras naturais são complexos.

As contribuições da flexibilidade da máquina e as áreas irregulares das fibras

devem ser avaliadas nas análises a fim de se obter resultados de resistência à tração,

módulo de elasticidade e deformação.

Para a caracterização da fibra de pupunha, foram feitos ensaio de composição

química, morfologia, índice de cristalinidade e ensaio de tração direta. Na Figura

37 se apresenta o programa experimental da caracterização da fibra de pupunha.

DBD


73

Figura 37 - Programa experimental de caracterização da fibra de pupunha.

4.3. Materiais e métodos

4.3.1. Extração da fibra de pupunha

A fibra de pupunha foi extraída do tronco da palma de pupunha (Bactris

gasipaes), com uma idade aproximada de 2 anos (palma jovem), com um

comprimento de 16 m, localizado na cidade de Buenaventura (Colômbia), no

departamento de Valle del Cauca (3°52′38″N 77°01′36″O). A palmeira estava

situada a uma altitude média de 7m sobre o nível do mar. A Tabela 10 mostra as

características da palma usada no trabalho.

Tabela 10 - Características da palma de pupunha (Bactris gasipaes) usada no trabalho

Características da palma de pupunha

(Bactris gasipaes)

Idade (anos) 2

Origem (cidade - pais) Buenaventura-Colômbia

Diâmetro (cm) 15 - 23

Comprimento (m) 16

A palma foi cortada e referenciada in situ em seções com comprimento de

40 cm para facilitar seu transporte de a cidade de origem até Bogotá (Colômbia) e

depois para o Rio de Janeiro (Brasil). A Figura 38 apresenta a seleção da palma e

corte in situ.

CARATERIZAÇÃO DO REFORÇO

Ensaio de tração direta

(Comportamento Mecânico)

Análise microestrutural

MEV (Mofologia)

Difração de raios – X (indice de

cristalinidade)

Análise termogravimetrica

(TG)

Fibra em estado natural

DBD


74

Figura 38 - Palma de pupunha usada para o trabalho: (a) seleção da palma, (b) corte em

seções de 40 cm para transporte e c) marcação dos os cortes.

A fibra analisada foi extraída no tronco da palma, por meio de um processo

manual, da seguinte maneira:

1. O tronco foi cortado em quatro seções.

2. Utilizando o martelo de borracha, o tronco foi esmagado e,

manualmente, as fibras foram extraídas usando água.

3. Finalmente, com água quente (aproximadamente a 40°C), as fibras

são tratadas para eliminação de impurezas.

Na Figura 39 é apresentado o processo de extração das fibras de pupunha do

tronco da palma. É necessário procurar e pesquisar um método mecânico que agilize

este processo.

DBD


75

Figura 39 - Extração da fibra de pupunha: (a), (b) corte do tronco em 4 seções; (c)

esmagamento com martelo para extração de fibras; (d) fibras extraídas; (e) tratamento

com agua quente (40°C) para tirar impurezas e (f) fibras sem impurezas e no processo de

secagem ao meio ambiente.

4.3.2. Índice de cristalinidade

A celulose é um constituinte indispensável para a resistência da fibra, razão

pela qual é importante conhecer sua cristalinidade e assim avaliar seu teor. Para

essa análise, foi realizado ensaio de difração de raios-X, para determinar o índice

de cristalinidade da fibra de pupunha. O ensaio foi feito em um difractômetro

Bruker D8 Discovery, com radiação de cobre (Cu-kα, λ=1,5406 Å), operando a

40kv e 30mA, como se ilustra na Figura 40.

DBD


76

Figura 40 - Difractômetro Bruker D8 Discovery usado para determinar índice de

cristalinidade da fibra de pupunha e determinar picos cristalinos da matriz de cimento.

A amostra foi moída mecanicamente com um moinho de facas SL-30, de

marca SOLAB, como mostrado na Figura 41a. As amostras em pó foram analisadas

no difractômetro Bruker entre os ângulos de Bragg (2θ) de 5° até 70°, com

velocidade angular de 0,02° por segundo. Para determinar o índice de cristalinidade

(IC), foi usado o método da deconvulução dos picos cristalinos e halo amorfo,

empregando o software Origin 9.0 com função Gaussiana, que segundo Azeredo

(2010) e Corrêa (2010), é uma forma de separação do difratograma em vários

componentes que contribuem de forma independente à formação dos picos de cada

fase. A decomposição quantitativa da difração de raios-X fornece uma medida do

índice de cristalinidade (IC) usando a Eq.(4.1):

1 00%Ac

IcAc Aa


Onde o Ic é índice de cristalinidade do material, Ac é a área sob os picos

cristalinos. Esses picos são maiores e mais afilados e Aa é a área correspondente do

halo amorfo.

DBD


77

Figura 41 - Método utilizado para moer as fibras de pupunha: a) Moinho de facas SL-30

da marca SOLAB e b) fibras de pupunha moídas.

4.3.3. Comportamento térmico

O comportamento térmico das fibras foi determinado por análises

termogravimétricas (TG), realizadas em uma máquina Perkin-Elmer Simultaneous

Thermal Analyzer (STA-6000), como mostrado na Figura 42. Esta operou com o

fluxo de gás de 20mL/min, com atmosfera de nitrogênio (N2) e uma velocidade de

aquecimento de 10°C/min. A massa da amostra foi de aproximadamente 8mg de

fibra de pupunha em pó, tendo-se usado, para esse processo, o mesmo moinho de

facas, do ensaio de difratometria de raios-X.

Figura 42 - Equipamento Perkin-Elmer Simultaneous Thermal Analyzer (STA-6000) para

realizar ensaio de TG da fibra de pupunha.

DBD


78

4.3.4. Comportamento mecânico

As fibras de pupunha foram testadas em seu estado seco natural, sob uma

carga de tração para comprimentos de 20, 30 e 40mm, como mostrado na Figura

43. Foram feitos 15 testes para cada comprimento. Os resultados são apresentados

no Anexo I.

Figura 43 - Modo de ruptura da fibra de pupunha sob o ensaio de tração direta. Fibras que

sofreram fratura na garra ou muito próxima desta foram desconsideradas.

O teste de tração direta foi em uma máquina Tytron 250 da MTS como se

mostra na Figura 44. A célula de carga foi de 50 N e o ensaio foi realizado com uma

taxa de deslocamento de 0,1 mm/ min. Todos os testes foram realizados a

temperatura ambiente.

Falha correta

DBD


79

Figura 44 - Ensaio a tração direita da fibra de pupunha: (a) arranjo do ensaio de tração

em maquina Tytron 250 e (b) corpo de prova.

As fibras foram testadas conforme a norma ASTM C1557(2014), usando um

papel de 90g/cm2 e colando a fibra nos extremos com cola industrial Locatite 496.

Cortou-se o papel na metade para que a tensão ocorresse somente na fibra, como

mostrado na Figura 45. As dimensões do papel são apresentadas na Tabela 11.

Tabela 11 - Dimensões do molde de papel para ensaio a tração na fibra segundo seu

comprimento.

Fibra Dimensões para molde

de papel

(mm) (mm)

20 40 x 20

30 50 x 20

40 60 x 20

Figura 45 - Esquema de corpo de prova para ensaio a tração direta da fibra de pupunha:

(a) dimensões do papel para fibra de 40mm; (b) colagem da fibra no papel e c) detalhe do

corte de papel antes de ensaio.

DBD


80

A flexibilidade da máquina foi obtida mediante a curva deslocamento/força

versus o comprimento, segundo a metodologia usada por Chawla, Kerr & Chawla,

(2005). O deslocamento total do sistema durante a realização do teste de tração na

fibra δt, é dado pela Eq.(4.2):

1t l c

F EA

(4.2)

Sendo c a flexibilidade da máquina, F a força aplicada, E o módulo de

elasticidade da fibra e a área da seção transversal da fibra. Através dos pontos δt/F

versus comprimento (l), obteve-se uma reta com inclinação 1/EA, sendo c o ponto

que intercepta o eixo vertical.

4.3.5. Analise Micro estrutural

A análise microestrutural foi feito em um microscópio eletrônico de varredura

de transmissão JEOL JSM-6510 LV. Cada fibra foi imersa em água por 24 horas e

depois foram cortadas com lâmina de estilete, garantindo que o corte fosse

perpendicular à direção das fibras. O procedimento de arranjo das fibras para

análise da seção transversal foi o seguinte: as fibras foram individualmente coladas

em ranhuras laterais de uma engrenagem de plástico, garantindo que as mesmas

ficassem alinhadas, para que o hás de elétrons incidente entrasse ao plano de 90°,

como se ilustra na Figura 46.

Figura 46 - Analises microestrutural: (a) microscópio eletrônico de varredura (MEV) de

transmissão JEOL JSM-6510 LV e (b) montagem vertical das fibras de pupunha

engrenagem de plástico.

DBD


81

Devido à forma irregular da fibra, cortou-se um comprimento da mesma fibra

usada no ensaio de tração (em um total de 45 análises), assim obtendo a área da

seção transversal correlacionando a análise microestrutural de forma quantitativa

com o comportamento mecânico. Esse procedimento leva muito tempo, mas

apresentou um resultado viável e real da resistência à tração (ver o Anexo II).

As fibras foram metalizadas com prata para torna-se condutoras e assim obter

melhores imagens. O tempo de metalização foi entre 5 e 10 min conforme a

umidade das fibras. As imagens foram capturadas usando uma tensão de aceleração

de 20Kv, a uma distância de trabalho de aproximadamente entre 8 e 10mm;

posteriormente, com as imagens obtidas, cada fibra foi medida no software ImageJ.

Para as análises da área da fibra pelo software ImageJ como se ilustra na

Figura 47, foram avaliados três tipos de áreas de cada uma, da seguinte forma:

1. Área total da fibra: esta área foi obtida incluindo todos os vazios da

fibra;

2. Área sem os dutos principais do transporte da seiva: esta área foi

isolando os maiores vazios (dutos principais para transporte de seiva);

3. Área sem vazios: a análise desta área foi obtida excluindo todos os

vazios (vazios da fibra).

Figura 47 - Analise de seção transversal da fibra por software ImageJ: (a) analises de área

total; (b) analises da área sem dutos principais de transporte de seiva isolando os vazios

maiores e (c) analises da área sem vazios.

DBD


82

As analises com as três diferentes áreas (total, sem dutos principais e sem

vazios) são usadas para calcular a tensão da fibra conforme o conteúdo de vazios

da fibra.

A morfologia da fibra de pupunha apresenta variedade segundo o número de

dutos para o transporte da seiva, o qual pode ter de 1 até 4 dutos para esse processo,

como pode ser observado na Figura 48.

Figura 48 - Morfologias das fibras de pupunha segundo o número de dutos para transporte

da seiva: (a) um duto, (b) dois dutos, (c) três dutos e (d) quatro dutos.

É interessante observar que as fibras de pupunha têm uma estrutura complexa,

formada por várias fibrocélulas as quais são unidas por meio da lamela média. Essas

fibrocélulas são compostas por três partes principais: a parede primária, a parede

secundária, a parede terciaria e o lúmen, e estão unidas entre si por meio da lamela

média constituída por hemicelulose e lignina, como mostrado na Figura 49.

a) b)

c) d)

DBD


83

Figura 49 - Microestrutura da fibra de pupunha: (a) fibrocélulas e dutos principais com seu

lúmen e (b) detalhe das fibrocélulas com a lamela media entre elas e (c) detalhe da lamela

media e das paredes celulares.

Segundo trabalho de d’almeida, Mauricio & Paciornik (2012), foi feito o

cálculo do fator da forma circular (FFC), definido como um círculo perfeito igual a

1,, dada pela Eq.(4.3):

2

4

D

t

max

x AFFC

x (4.3)

Onde At é a área total calculada com o contorno no perímetro da fibra e Dmax

é o diâmetro máximo da fibra como se mostra na Figura 50.

a) b)

c)

Dutos principais

Lumen

Lamela media

LM

Parede

primaria

Parede secundaria

Parede terciaria

DBD


84

Figura 50 - Analise da circularidade da fibra conforme seu diâmetro máximo (AD máx.) e

seu diâmetro mínimo (AD min.)

Com este cálculo é possível estimar o erro do diâmetro máximo circular

perfeito que tem a fibra com as medidas representativas de um “diâmetro da fibra

real”, neste caso é a área total da fibra. Esse erro pode ser calculado segundo o

diâmetro máximo e o mínimo, dadas pelas Eq.(4.4) e (4.5)

100 max

DT maxF

T

A AE x

A

(4.4)

100 min

DT minF

T

A AE x

A

(4.5)

Donde AD max e AD min são as áreas circulares calculadas usando os diâmetros

Dmax e Dmin.

O cálculo da tensão para as fibras de pupunha pode apresentar erros

consideráveis caso a área seja calculada como uma forma totalmente circular. O

fator de forma circular (FFC) mostra que a fibra tem uma forma irregular,

entretanto, esses tipos de morfologia são normais para este tipo de fibras

lignocelulosicas, que raras vezes é circular. Na Tabela 12 se apresentam os erros

em porcentagens entre a área real verdadeira e as áreas calculadas, considerando

uma forma circular conforme as Eq.(4.4) e (4.5) e parâmetro FFC conforme a

Eq.(4.3).

DBD


85

Tabela 12 - Erros de área real e área em porcentagens considerando uma forma

totalmente circular segundo o diâmetro máximo (Dmax) e o diâmetro mínimo (Dmin) e o

fator de forma circular (FFC) da fibra de pupunha.

DFmáx. (%) 30,10%

DFmin. (%) 14,74 %

FFC 0,74

Na análise realizada com as fibras de pupunha, observa-se que as fibras, bem

como seus números de dutos, são aleatórias segundo sua área. O número dos dutos

principais pode estar tanto em fibras de seções transversais pequenas como em

grandes, como se apresenta na Figura 51a, mas, à medida que cada fibra aumenta

seu número de dutos principais, aumentará a área dos mesmos, como se apresenta

na Figura 51b.

Figura 51 - Distribuição das fibras conforme o número de dutos segundo: (a) sua área total

da fibra e (b) área dos dutos.

A distribuição das fibras segundo o número de dutos mostra que existe uma

variação na quantidade de fibras segundo seu número de dutos, havendo uma

frequência maior em fibras de dois dutos e menor com um duto, como se apresenta

na Figura 52.

DBD


86

Figura 52 - Quantidade de fibras conforme o número de dutos das fibras de pupunha.

4.4. Resultados e discussão

4.4.1. Resultados de difração de raios-x

O espectro de difração de raios-X apresenta três picos característicos deste

material, juntamente com um halo amorfo. O pico com mais intensidade a 2θ =

22,25° corresponde ao plano (002), o de média intensidade a 2θ = 15,86°

corresponde ao plano (101), e finalmente, no ângulo 2θ = 35,62° ocorre um pico de

baixa intensidade correspondente ao plano (040), como se apresenta na Figura 53,

isto de acordo outras fibras naturais com piaçava (D’almeida, Aquino & Monteiro,

2006), fibras de sisal (Rong et al. 2001) e caroá (D’almeida & Carvalho, 2008),

onde se observa a natureza cristalina e semicristalina da celulose. Na Figura 53 é

apresentada a difractometria da fibra de pupunha.

DBD


87

Figura 53 - Analise de raios-X da fibra de pupunha.

A análise da deconvolução dos picos cristalinos e halo amorfo foi realizada

na faixa de 10° até 25°, empregando o software Origin 9.0 com função Gaussiana,

com um fator de correlação (R2) de 0,993, valor que demostra um bom ajuste da

curva Origin 9.0 como se mostra na Figura 54. No programa Origin 9.0 somente foi

possível detectar os índices dos picos maiores, por essa razão, o terceiro pico

referente ao ângulo 2θ = 35,62°não foi calculado pelo programa, por apresentar uma

intensidade muito baixa. Para incluir este pico no índice cristalino se tomará o valor

de 10% de cristalinidade, baseando-se em Temer & D’almeida (2012) e D´Souza

& D’almeida (2014).

Figura 54 - Método da deconvolução realizada no software Origin 9.0 para

determinar o índice de cristalinidade (IC) da fibra de pupunha.

DBD


88

Para determinar o índice de cristalinidade segundo a Eq.(4.1), a partir dos

dados coletados no software Origin 9.0, é calculado o valor de índice de

cristalinidade igual a 71%, como apresentado na Tabela 13.

Tabela 13 - Índice de cristalinidade (IC) da fibra de pupunha conforme com os dados da

deconvolução realizada no software Origin 9.0.

Área de pico cristalino 1 do angulo 2θ = 15,86° 4004

Área de pico cristalino 2 do angulo 2θ = 22,25° 9076

Área do halo amorfo 8443

(IC) calculado da deconvolução 61%

(IC) pico do ângulo 2θ =35,62° 10%

(IC) da fibra de pupunha 71%

4.4.2. Resultados de analise termogravimétrica (TG)

A fibra de pupunha mostra três estágios diferentes. Inicialmente, acontece

uma diminuição de umidade, ocasionando uma perda de massa de 9%, com

temperatura de 50 a 100°C; depois, começa a decomposição da hemicelulose,

causando uma taxa de perda de massa máxima a aproximadamente 300°C;

finalmente, ocorre a última etapa de degradação da fibra vinculada com a

decomposição térmica da celulose, com temperaturas de 367°C, como mostrado na

Figura 55.

Figura 55 - Curva termogravimétrica de fibra de pupunha.

DBD


89

Os valores nos três estágios concordam com resultados realizados para outros

materiais lignocelulósicos, tais como: fibras de abacá (D´Souza & D’almeida,

2014), fibras de caroá (D’almeida & De Carvalho, 2008) e outras fibras naturais

(Wielage et al. 1999).

4.4.3. Resultados dos ensaios de tração direita na fibra de pupunha

Para calcular o módulo de elasticidade da fibra de pupunha foi preciso

calcular a flexibilidade da máquina. Para este cálculo da flexibilidade da máquina

(c) foram testadas as fibras de pupunha com 20, 30 e 40mm e, por meio da curva

deslocamento/força versus comprimento, foi calculado o parâmetro c (flexibilidade

ou “compliance” em inglês). A Figura 56 apresenta o módulo de elasticidade

corrigido e não corrigido.

Figura 56 - a) curva deslocamento/força versus comprimento da fibra de pupunha para

determinar a flexibilidade da máquina (c) e b) curva de tensão versus deformação da fibra

de pupunha com e sem correção.

Para calcular a tensão da fibra para os comprimentos de 20, 30 e 40mm

adotou-se as três áreas diferentes para cada fibra (área total, área sem dutos

principais e área sem vazios). Portanto, o valor da tensão depende dos vazios da

fibra, como é apresentado na Figura 57.

DBD


90

Figura 57 - Variação de tensão versus deformação de uma mesma fibra de pupunha para

área total, área sem dutos principais e área sem vazios.

Na são na Tabela 14 apresentados os resultados de módulo de elasticidade,

resistência à tração, e deformação para os comprimentos de 20, 30 e 40mm, com

seus desvios padrões em parênteses, analisando-se para a área total da fibra. O

mesmo é apresentado para os resultados com área sem dutos principais na Tabela

15e com área sem vazios na Tabela 16.

Tabela 14.- Resultados ensaios de tração para fibra de pupunha com área total para

comprimentos de 20, 30 e 40 mm com seus desvios padrões em parêntesis.

Fibra Pupunha

Área total Tensão Máxima Deformação Módulo de

Elasticidade

(mm) (mm2) (MPa) (%) (GPa)

20 0,39 (0,04) 196,25 (17,77) 2,70 (0,26) 7,71 (0,79)

30 0,41 (0,06) 198,53 (19,72) 2,22 (0,30) 9,51 (1,24)

40 0,40 (0,06) 204,29 (26,93) 1,81 (0,26) 12,29 (1,57)

DBD


91

Tabela 15 - Resultados ensaios de tração para fibra de pupunha com área sem dutos

principais para comprimentos de 20, 30 e 40 mm com seus desvios padrões em parêntesis.

Fibra Pupunha

Área sem dutos

principais Tensão Máxima Deformação

Módulo de Elasticidade

(mm) (mm2) (MPa) (%) (GPa)

20 0,36 (0,05) 214,19 (21,04) 2,70 (0,26) 8,42 (0,96)

30 0,37 (0,04) 222,39 (20,50) 2,22 (0,30) 10,63 (1,14)

40 0,36 (0,06) 225,73 (30,38) 1,81 (0,26) 13,49 (1,53)

Tabela 16 - Resultados ensaios de tração para fibra de pupunha com área sem vazios

para comprimentos de 20, 30 e 40 mm com seus desvios padrões em parêntesis.

Fibra Pupunha

Área sem buracos

Tensão Máxima Deformação Módulo de

Elasticidade

(mm) (mm2) (MPa) (%) (GPa)

20 0,26 (0,04) 294,49 (30,04) 2,70 (0,26) 11,59 (1,46)

30 0,29 (0,03) 284,14 (21,98) 2,22 (0,30) 13,59 (1,43)

40 0,29 (0,05) 288,65 (28,57) 1,81 (0,26) 17,03 (1,75)

As fibras de pupunha têm o comportamento médio na resistência a tração,

comparando com outras fibras naturais, superior que as fibras de coco por Defoirdt

et al, (2010), e as fibras de piaçava por D’almeida, Aquino & Monteiro, (2006), e

mais baixo que as fibras de sisal por Silva, Chawla & Filho, (2008) e que as fibras

de bambu por Defoirdt et al, (2010), como se mostra na Figura 58.

Figura 58 – Comparação de resistência a tração das fibras de pupunha com outras fibras

naturais.

DBD


92

O módulo de elasticidade apresentou valores de 7,71 GPa até 17,03 GPa,

conforme a literatura são valores médios, maiores que as fibras de coco (2,38 GPa

até 2,78 GPa) por Defoirdt et al, (2010) e as fibras de piaçava (3,44GPa), por

d’almeida, Aquino & Monteiro, (2006), pelo contrário com valores menores que as

fibras de juta (26,25 GPa) por Fidelis, Silva & Toledo Filho, (2014) e as fibras de

bambu (33,37 GPa) por Defoirdt et al., (2010).

Observa-se que o módulo de elasticidade apresenta um aumento para um

comprimento maior como se observa na Tabela 14, 15 e 16, isso quer dizer que a

tensão aumenta quando a área diminui, no entanto, a deformação continua igual,

pois na análise de tensão feito se modifico somente os valores de área (área total,

área sem dutos e área sem vazios). Na Figura 59 apresenta-se como a variação do

módulo de elasticidade para os diferentes comprimentos e conforme as análises para

as três áreas (total, sem dutos principais e sem vazios).

Figura 59 - Valores máximos, mínimo e media de módulo de elasticidade conforme os

diferentes comprimentos para: (a) analises com área total, (b) com área sem dutos

principais e (c) área sem vazios.

DBD


93

Os modos de fratura na superfície das fibras de pupunha são apresentados na

Figura 60. Estes podem ocorrer por três processos (Silva et al. 2010):

1. Delaminação das paredes das fibrocélulas.

2. Delaminação entre as fibrocélulas.

3. Fratura das fibrocélulas.

A fratura na fibra é produzida em diferentes planos, podendo indicar que a

tensão – deformação pode estar em um estágio não linear antes da fratura causada

por um enfraquecimento da lignina e hemicelulose. A delaminação da fibra

acontece antes e depois da fratura da fibra e pode influir na curva tensão-

deformação (Silva, Chawla & Filho, 2008).

Figura 60 - Imagem da fratura da fibra de pupunha: (a) fibra depois da fratura, (b)

delaminação das paredes da fibra, (c) fratura da fibrocélulae delaminação entre as paredes

das fibrocélulas e (d) delaminação da parede primaria.

a) b)

c) d)

Fratura da

fibrocélula

Delaminação das paredes

primárias e terciárias

Delaminação da

parede primaria

Delaminação

entre fibrocelulas

DBD


94

4.4.3.1. Analise estatística de Weibull

Neste trabalho foi usada a distribuição de Weibull como a probabilidade de

sobrevivência da fibra usada em trabalhos por Silva, Chawla & Filho (2008), dada

pela Eq.(4.6)

0

( ) exp

m

P

(4.6)

Onde: m é o módulo de Weibull, σ é a resistência da fibra para uma

probabilidade de supervivência e σ0 é definida como a resistência característica,

correspondente à probabilidade de supervivência de 37% como se mostra na

Eq.(4.7):

0

10,37P

e (4.7)

Quanto maior o valor de m, menor a variabilidade na resistência. O ranking

dos valores de resistência é achado utilizando-se como estimador dado pela Eq.(4.8)

11i

iP

N

(4.8)

Onde P(σ) é a probabilidade de supervivência correspondente ao valor de

resistência i, N é o número total de fibras avaliadas. Substituindo-se Eq.(4.8) em

Eq.(4.6), é deduzida a Eq.(4.9):

0

1ln ln ln

1

Nm

N i

(4.9)

A inclinação da reta de ln ln [(N+1)/(N+1-i)] versus ln σ/σ0 é chamada o

módulo de Weibull m.

A Figura 61 apresenta a variação do módulo de Weibull m das fibras de

pupunha para comprimentos de 20, 30 e 40 mm. O módulo de Weibull é uma

medida de variabilidade na resistência das fibras.

DBD


95

Figura 61 - Distribuição de Weibull para fibra de pupunha em diferentes comprimentos

segundo: (a) área total, (b) área sem duto principal e (c) área sem buracos.

Um alto valore de m significa baixa variabilidade na resistência das fibras.

Pode-se observar que as fibras de pupunha apresentam baixa variabilidade nos

ensaios a tração, do mesmo modo com aumento do comprimento da fibra o valor

do Módulo de Weibull não muda muito como se mostra na Tabela 17. Além disso

os valores de módulo de Weibull da fibra de pupunha são mais altos que outras

fibras como as fibras de juta (m = 2,74 por Fidelis, Silva & Toledo Filho, 2014),

fibras de sisal (m = 3,70 por Silva, Chawla & Filho, 2008), fibras de curauá (m =

2,22 por Fidelis et al., 2013) e coco (m = 2,74 por Defoirdt et al., 2010)

DBD


96

Tabela 17 - Resultados de módulo de Weibull para fibra de pupunha para os três tipos de

áreas segundo os comprimentos de 20, 30 e 40 mm

Tipo de área Comprimento (mm) Módulo de Weibull

Área total

20 12,98

30 11,97

40 7,86

Área sem dutos principais

20 11,61

30 12,93

40 8,28

Área sem vazios

20 10,54

30 12,80

40 11,99

A média da resistência à tração das fibras, conforme seu número de dutos,

não varia muito. Pode-se dizer que o número de dutos não afeta a resistência das

fibras, como se mostra na Figura 62

Figura 62 - Resistência máxima a tração direita versus o número de fibras das fibras de

pupunha segundo: (a) área total, (b) área sem dutos principais e (c) área sem vazios.

a) b)

c)

DBD


97

Por outro lado, a área da fibra tem sim influência na resistência à tração,

quanto menor for a área da fibra maior é a resistência a tração O mesmo ocorre com

os vazios, quanto menores forem os vazios internos da fibra, maior será a resistência

da mesma, como é mostrado na Figura 63. É interessante que a medida que o

comprimento é maior a dispersão nos dados é maior.

Figura 63 - Relação tensa máxima versus área total, área sem dutos principais e área sem

vazios para: (a) fibra com comprimento de 20 mm, (b) fibra com comprimento de 30 mm e

(c) fibra com comprimento de 40 mm.

a) b)

c)

DBD


98

4.5. Conclusão

Do comportamento das fibras de pupunha submetidas a ensaio de tração,

termogravimetria, raios-x e microscopia eletrônica de varredura, podem ser feitas

as seguintes conclusões:

Resultados de termogravimetria mostram que a fibra é termicamente

estável até 280°C, característica boa para ser usada em compósitos

cimentícios. O índice de cristalinidade superior aos 70% apresentado

pela fibra de pupunha está de acordo com outras fibras naturais

encontradas na literatura.

O teor de vazios da fibra tem uma grande influência na resistência a

tração e no módulo de elasticidade da mesma, à medida que a fibra se

aproxima da sua área real, tanto sua resistência como seu módulo de

elasticidade aumentam;

O valor obtido para o módulo de Weibull indica que a fibra tem uma

variabilidade baixa para os valores de resistência a tração;

A análise microestrutural mostrou que o número de dutos não influenciou

os valores da resistência. Isso quer dizer que todas as fibras podem ser

usadas como eventual reforço no compósito, e sua morfologia, conforme

o número de dutos, não afetará o comportamento mecânico. Não

obstante, a forma irregular da fibra apresentou erros consideráveis, o que

é muito importante para procedimento de cálculo da área da fibra, sendo

o fator de forma (CSF) uma ferramenta para decidir se a seção circular

pode ser aceitável ou não.

DBD


99

5 Interface fibra – matriz

5.1. Introdução

Poucos estudos na história foram feitos na interface entre fibras naturais e

matrizes cimentícias. O contrário acontece com fibras de aço, vidro e poliméricas.

(Fidelis 2014; Bentur & Mindess, 2006).

Silva et al. (2011) estudou a interface da fibra de sisal com matriz de cimento,

mostrando que a seção irregular da fibra poder apresentar melhoria nos valores de

tensão de aderência, para o qual a fibra obteve o valor médio alto de 0,92 MPa.

Fidelis (2014) mostrou que o tratamento polimérico nas fibras e cordão de juta

melhora a aderência através da ativação dos filamentos internos, além de

proporcionar adesão química, apresentando valores de 0,99MPa até 1,25MPa.

Neste capítulo foram realizados ensaios de “pull-out” para estudar a interface

das fibras de pupunha em seu estado natural (sem nenhum tratamento) com a matriz

de cimento estudada no capítulo 3, a partir de comprimentos de embebimento de 25

e 70mm. Além disso, foi feita comparação entre os resultados experimentais e o

modelo analítico realizado com o algoritmo fornecido pelo Prof. Barzin Mobasher,

usado no trabalho de Soranakom (2008).


A interface fibra–matriz foi feita mediante ensaio de “pull-out”, testados e

analisados aos 7 dias. Esta idade foi determinada segundo trabalhos realizados por

Fidelis (2014) e Silva et al. (2011), o qual trabalham aos 7 dias. Os ensaios foram

realizados em corpos de prova com comprimento de embebimento de 25, 50 e

75mm. A matriz usada foi adotada com o traço de 1:1:0,4 (material cimentício:

areia: água/material cimentício em peso), com teor de superplastificante de 1,4% e

fazendo uma substituição parcial do cimento de 50% por 40% de metacaulinita e

DBD


100

10 % de cinza volante, mesma que para o compósito. Os filamentos de fibra foram

testados em seu estado natural.

Para predizer o comportamento da interface fibra-matriz foi aplicado um

modelo analítico, o qual avalia o comportamento ao longo do comprimento. A

Figura 64 apresenta o programa experimental usado.

Figura 64 - Programa experimental da interface fibra- matriz.

5.3. Procedimento e ensaio.

Para o ensaio de “pull-out” foram usados como forma tubos de PVC de

diâmetro de 25mm com comprimentos de 25 e 70mm. Duas placas de acrílico foram

usadas para fixar os tubos. A placa superior foi furada com orifícios de diâmetro de

8mm, por onde foi preenchida a matriz. Para inserir a fibra forma feitos dois furos

menores no centro. O procedimento de preparação dos corpos de prova foi o

seguinte: os tubos de PVC foram fixados às placas de acrílico por meio de fita

adesiva. Utilizando-se uma agulha, foi inserida a fibra com precisão para que a

mesma não fosse quebrada. Posteriormente, foi inserida a matriz com substituição

de 50% de cimento por metacaulinita e cinza volante. Para evitar vazamento da

INTERFACE

FIBRA - MATRIZ

ensaio de

arrancamento

Comprimento de embebimento 25 e 70 mm

Aplicação de modelo analítico


DBD


101

matriz, foi colocada argila plástica na parte baixa dos tubos de PVC, como mostrado

na Figura 65, para este ensaio foram realizados 6 corpos de prova para cada

comprimento.

Figura 65 - Moldagem de corpos de prova: (a) fibras inseridas na placa de acrílico inferior,

(b) tubos de PVC para embebimento da matriz, (c) fixação de placa de acrílico superior

com fita adesiva e (d) preenchimento da matriz.

A desmoldagem foi feita pela retirada dos acrílicos, depois, os corpos de

prova foram armazenados em água com cal para curar, e posteriormente,

submetidos ao ensaio de “pull-out” aos 7 dias. Estes foram realizados na máquina

de ensaios Universal Shimadzu AG-X 100kN, com uma célula de carga de 1KN e

garras tipo “flap grips”. Os ensaios foram realizados com uma velocidade de

deslocamento de 0,5mm/min e os comprimentos de embebimento foram de 25 e

a) b)

c) d)

Fibra de pupunha

Tubos de PVC

Placas acrílicas

Matriz

Fita adhesiva Argila plástica

DBD


102

70mm, os ensaios foram feitos a temperatura ambiente. A Figura 66 apresenta o

ensaio de “pull-out”.

Figura 66 - Ensaio de “pull-out”: (a) inicio de ensaio e (b) ensaio com fibra já arrancada da

matriz.

5.4. Formulação para modelo analítico

Segundo o trabalho de Fidelis (2014) e usando a metodologia de Sueki et al.

(2007), foi feito a simulação do modelo analítico a partir dos resultados obtidos no

laboratório. Para realizar tal procedimento foram usadas as equações do capitulo

2.5.1. O algoritmo foi resumido da seguinte forma:

Calcular a média e desvio padrão da resposta experimental de “pull-

out” de um número determinado de corpos de prova para conseguir

obter uma curva representativa;

Na região elástica I, foi assumida uma carga 𝑃1 de arrancamento e

calcula-se os deslizamentos 𝑆(𝐿)1 a traves da Eq.(2.14). Aumenta-se

o valor de 𝑃1 até atingir 𝑃1𝑏,𝑚𝑎𝑥 na Eq.(2.15), definindo-se o final

da região I;

Na região não-linear II, foram definidos os valores de comprimento

“d”. Foi calculado o 𝑃2 na Eq.(2.16) e o deslizamento 𝑆(𝐿)2 na

a) b)

Garra

Molde de PVC Fibra sendo

escorregada

DBD


103

Eq.(2.18). No final da região II o modo dinâmico começa, quando o

deslizamento 𝑆(𝐿)2 começa a diminuir;

Na região dinâmica III, a primeira resposta medida 𝑃3,1𝑠𝑡 e

𝑆𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙(𝐿)3,1𝑠𝑡 em que não ocorre deslizamento (Δd = 0), pode ser

determinado pelas Eq.(2.18), (2.20) e (2.24). Quando o fio começa a

ter o comportamento dinâmico (Δd > 0), a carga total 𝑃3,𝑛𝑡ℎ e o

deslizamento 𝑆𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙(𝐿)3,𝑛𝑡ℎ são calculados pelas Eq.(2.18), (2.21),

(2.23) e (2.24). O deslocamento do corpo rígido é dado no

deslocamento médio pela Eq.(2.25), usado igualmente na simulação.


Na Figura 67 são apresentadas as curvas típicas de força versus deslizamento

para os comprimentos de embebimento de 25 e 70 mm. A fibra com comprimento

de embebimento de 70mm apresentou uma de força adesional de 28,18N, no

entanto, no comprimento de embebimento de 25mm, a força adicional foi de

22,26N.

Figura 67 - Curva típica de força versus deslizamento em ensaio de “pull-out” da fibra de

pupunha com matriz de cimento para comprimentos de embebimento de 25 e 70 mm.

DBD


104

Na Figura 67 se apresenta uma baixa influência do comprimento de

embebimento na força de arrancamento, o qual pode ser explicado pela baixa

aderência na interface fibra- matriz. Esse processo é gerado pela superfície lisa das

fibras de pupunha (ver Figura 68). Em seu trabalho Silva et al. (2011) mostraram

que a fibra de sisal apresenta uma superfície corrugada, o que resultou em uma

ardência fibra – matriz superior aquelas apresentadas pelas fibras de pupunha

(Figura 69).

Figura 68 - Superfície lisa da lateral das fibras de pupunha (MEV).

Figura 69 – Superfície corrugada da lateral das fibras de sisal (adaptada de Silva et al.

2011).

Na Tabela 18 são apresentados os resultados médios, com seus respetivos

desvios padrões em parênteses, do ensaio de “pull-out” da fibra de pupunha na

matriz de cimento. É interessante observar que nenhuma fibra foi teve uma fratura

no ensaio de arrancamento, o qual demostro também a baixa aderência desta fibra

com a matriz cimenticia. A tensão nominal (𝜏𝑛𝑜𝑚) é a tensão máxima de aderência

dada pela Eq.(5.1):

DBD


105

max

nom

P

L


Onde 𝑃𝑚𝑎𝑥 é a carga máxima, L é o comprimento de embebimento e ϕ é o

diâmetro da fibra.

Tabela 18 - Resultados de ensaio de ”pull-out” da fibra de pupunha com a matriz de

cimento. Valores médios com seus desvios padrões em parêntesis.

Comprimento de

embebimento (mm)

Pmax (N)

δ (correspondente

á Pmax) (mm)

Τnom (MPa)

25 22,26(6,71) 0,19 (0,17) 0,32

(0,10)

70 28,18 (6,97) 2,28 (1,71) 0,14

(0,04)

Pmax= carga máxima de arrancamento;

δ= deslocamento em Pmax

τnom= tensão nominal de aderência máxima

A tensão nominal de aderência máxima apresentou valores baixos de 0,14

MPa até 0,32 MPa, comparados com fibras de juta estudadas por Fidelis, (2014)

que apresentou valores até 1,25 MPa ou as fibras de sisal estudadas por Silva et al.

(2011) que apresentou valores até 0,92 MPa.

5.5.1. Resposta da simulação

O modelo analítico feito por Sueki et al. (2007) e Soranakom (2008),

apresentado no capitulo 2.5.1, foi aplicado neste trabalho para analisar as tensões

de aderência nos três estágios (elástico-linear, não-linear e dinâmico), com as cargas

e deslocamentos que ocorrem no ensaio experimental. Na Figura 70 apresenta-se a

curva típica para o ensaio de “pull-out” na fibra de pupunha, baseada nos três

estágios de distribuição de tensões de cisalhamento na fibra de pupunha.

DBD


106

Figura 70 - Curva típica de “pull-out” para fibra de pupunha (adaptado de Sueki et al. 2007

e Soranakom & Mobasher, 2008).

O algoritmo da simulação usado no presente trabalho foi o código do trabalho

de Soranakom (2008), para o qual era preciso inserir os parâmetros apresentados na

Tabela 19. A simulação foi comparada com os resultados experimentais com

comprimentos de embebimento de 25 e 70mm.

Tabela 19 - Parâmetros de entrada para simulação do algoritmos feito por Soranakom,

(2008) para interface de matriz de cimento com fibra de pupunha.

Parâmetros para simulação de pull-out

Módulo de elasticidade (GPa) 8 8

Diâmetro (mm) 0.9 0.9

Comprimento de embebimento (mm) 25 70

Na Tabela 20 são apresentados os valores de 𝜏𝑚𝑎𝑥, 𝜏𝑓𝑟𝑐, 𝜏𝑑𝑖𝑛e o fator de

eficiência de rigidez η da simulação comprados com os valores experimentais

obtidos de 𝑃𝑚𝑎𝑥, 𝛿𝑚𝑎𝑥 e 𝜏𝑛𝑜𝑚 para á fibra de comprimento de embebimento de

25mm. Os valores da simulação (𝜏𝑚𝑎𝑥, 𝜏𝑓𝑟𝑐, 𝜏𝑑𝑖𝑛e η) foram estimados a fim de

obter uma correlação com os resultados experimentais. O fator de eficiência de

rigidez η, segundo Soranakom (2008), é considerado pelas variações de aderência

ao longo da fibra com a matriz, e sua distribuição de tensões de todos os filamentos

da fibra nessa interface. O valor η da fibra foi menor a 1, devido ao fato de que a

superfície da fibra é muito lisa e todas as fibras tiveram arrancamento.

DBD


107

Tabela 20 - Valores obtidos na simulação e nos experimentos de “pull-out” para fibra de

pupunha com comprimento de embebimento de 25 e 70 mm com seus desvios padrões

entre parêntesis.

Simulação Experimental

Comprimento de

embebimento τmax τfrc τdin η Pmax

δ (correspondente

á Pmax) τnom

(mm) (Mpa) (Mpa) (Mpa) (%) (N) (mm) (Mpa)

25 0.29 0,26 0,22 10 22,26 (6,71) 0,19 (0,17) 0,32 (0,10)

70 0,14 0,11 0,1 11 28,18 (6,97) 2,28 (1,71) 0,14 (0,04)

τmax= tensão máxima

τfrc= tensão ficcional

τdn= tensão de cisalhamento ficcional

η= fator de eficiência de rigidez

Pmax= carga máxima de arrancamento;

δ= deslocamento em Pmax

τnom= tensão nominal de aderência máxima

Na figura Figura 71 apresenta-se a correlação entre o modelo analítico e os

resultados obtidos no ensaio para o comprimento de embebimento de 25mm. Nesta

correlação são observadas que as curvas apresentam um bom ajuste até o estágio

não-linear como está ilustrado na Figura 71a. As distribuições de tensões de

cisalhamento e de tração são apresentadas na Figura 71b e Figura 71d ao longo do

comprimento. As distribuições de forças são apresentadas na Figura 71c, em que o

modelo gera os resultados em distribuições de forças e tensões de cisalhamento.

Para obter as tensões de tração foi necessário dividir pela área da fibra.

DBD


108

Figura 71 - “Pull-out” de fibra de pupunha com comprimento de embebimento de 25 mm:

(a) curva força vs deslizamento de simulação e resultado experimental, (b) distribuições

de tensões de cisalhamento ao longo do comprimento de embebimento, (c) distribuições

de força ao longo do comprimento de embebimento e (d) distribuições de tensões de

tração ao longo do comprimento de embebimento.

Na Figura 71b, a tensão de aderência na região I e II é constante igual a 0,29

MPa. Na região III a tensão de cisalhamento da fibra em Δd=0 é constante igual a

0,26 MPa, no entanto quando a fibra começa a decoesão dinâmica em Δd>0 a tensão

cai para 0,2 MPa. Na Figura 71c, apresentam-se as distribuições das forças ao longo

do comprimento de embebimento. Observa-se que a carga máxima foi

aproximadamente de 22N, por outro lado na Figura 71d é mostrado a distribuição

de tensões de tração, notando que a tensão máxima foi de 58 MPa

aproximadamente, muito mais baixa que a resistência a tração da fibra calculada

com sua área total entre 196,25 (17,17) e 204,29 (26,93) MPa. (capitulo 4.4.3)

DBD


109

Para o comprimento de embebimento de 70 mm, a Figura 72a apresenta a

correlação entre o modelo analítico e os resultados obtidos no ensaio. As

distribuições de tensões de cisalhamento e de tração são apresentadas na Figura 72b

e Figura 72d. As distribuições de forças são apresentadas na Figura 72c.

Na Figura 72a a tensão de aderência na região I é crescente entre 0,09 MPa e

0,14 MPa. Na região II a aderência é crescente ate 𝜏𝑚𝑎𝑥=0,14 MPa e diminui até

0,11 MPa. Na região III a tensão de cisalhamento da fibra em Δd=0 é constante

igual a 0,11 MPa, no entanto quando a fibra começa a decoesão dinâmica em Δd>0

a tensão cai para 0,1 MPa.

Na Figura 72c apresentam-se as distribuições das forças ao longo do

comprimento de embebimento. Observa-se que a carga máxima foi

aproximadamente de 28N, por outro lado na Figura 72d se ilustra a distribuição de

tensões de tração, notando que a tensão máxima foi de 78 MPa aproximadamente.

Tanto para o comprimento de embebimento de 25 e de 70 mm, houve o

arracamento da fibra, tal comportamento pode-se observar na Figura 71 e Figura

72.

DBD


110

Figura 72 - “Pull-out” de fibra de pupunha com comprimento de embebimento de 70 mm:

(a) curva força vs deslizamento de simulação e resultado experimental, (b) distribuições

de tensões de cisalhamento ao longo do comprimento de embebimento, (c) distribuições

de força ao longo do comprimento de embebimento e (d) distribuições de tensões de

tração ao longo do comprimento de embebimento.

5.6. Conclusão

Neste capítulo foram apresentados os resultados dos ensaios de “pull-out”

feitos aos 7 dias, para comprimentos de embebimento de 25 e 70mm da fibra de

pupunha com a matriz de cimento estudada no capítulo 3.

Os resultados mostram que, aumentando o comprimento de 20 a 70mm, a

força adesional aumentou de 22,26N para 28,18N; não obstante, nos dois

comprimentos de embebimento, a fibra sofre arrancamento da matriz. A tensão de

aderência máxima foi baixa com valores de 0,14 até 0,32MPa. Uma das

consequências de sua baixa aderência foi a superfície lisa da fibra, assim como foi

igualmente apresentado na revisão bibliográfica, indicando que a superfície da fibra

apresentou desvantagens na aderência da fibra com a matriz polimérica (capitulo

2.2.1).

O modelo demonstrou um bom ajuste nas curvas experimentais. Este modelo

fornece curvas de distribuição de tensão de cisalhamento na interface, assim como

distribuições de tração na fibra, o que pode ser de grande ajuda para observar o

comportamento da interface fibra-matriz ao longo do comprimento de

embebimento.

DBD


111

6 Desenvolvimento e caracterização mecânica dos compósitos.

6.1. Introdução

Os compósitos cimentícios reforçados com fibras naturais, foram

desenvolvidos e estudados por autores como Tolêdo Filho et al. (2003); Silva et al.

(2010); Alida et al. (2011); Tolêdo Filho et al. (2003), Swift (1979). Cada

compósito cimentício pode ter diferentes respostas mecânicas segundo seu tipo de

reforço, como o comprimento (curto ou longo) e sua orientação.

Toledo Filho & Lima (2012) mostram que os compósitos feitos com fibras

curtas, em que o comprimento da fibra é menor que o comprimento crítico,

apresentam uma queda brusca de carga seguida de amolecimento depois da primeira

fissura. Contrariamente, estudos em fibras longas e tecidos mostram que um

comportamento elevado de resistência à tração e absorção de energia com formação

de múltiplas fissuras (Silva et al, 2010; Fidelis, Silva & Toledo Filho, 2014).

Entretanto, para que o compósito tenha um alto desempenho no ensaio de

tração, não somente é necessário que o reforço seja longo, mas há também a

necessidade de outros fatores, como uma boa interface fibra-matriz e uma maior

da fração volumétrica da fibra em relação à fração volumétrica crítica (Peled &

Bentur, 2000; Silva et al. 2011).

Neste capítulo foi desenvolvido o compósito cimentício com a matriz

desenvolvida no capítulo 3, reforçado com 2 e 4 camadas de fibras de pupunha

longas e alinhadas unidirecionalmente em seu estado natural. Diante do fato de que

ainda não há estudos sobre compósitos cimentícios com fibras de pupunha, este

trabalho pode ser de grande ajuda para futuras pesquisas.

DBD


112


Neste capítulo são apresentados os comportamentos mecânicos do compósito

à base de cimento substituindo cimento (50%) por metacaulinita (40%) e cinza

volante (10%), com reforço de fibras de pupunha alinhadas unidirecionalmente com

2 e 4 camadas. A Figura 73 apresenta o programa experimental.

Figura 73 - Programa experimental de comportamento do compósito cimenticio a tração

direita reforçada com fibras de pupunha e sisal.

6.3. Materiais e procedimento

A matriz usada foi a desenvolvida no capítulo 3. Para o reforço foram usadas

fibras contínuas e unidirecionalmente alinhadas com 2 e 4 camadas em seu estado

natural (sem tratamento), equivalente a uma fração volumétrica de (3 e 5%

respectivamente), usando uma separação de 2mm entre cada fibra. Para cada

camada foram usadas 30 fibras. A fôrma usada era de acrílico, como mostrado na

Figura 74.

comportamento mecanico de composito

Ensaio a tração direita

Com 4 camadas

Vf = 5%

Microscopia electronica de

varredura (MEV)

Com 2 camadas

Vf = 3%

Microscopia electronica de

varredura (MEV)


DBD


113

Figura 74 - (a) Esquema de moldagem de compósito com 2 camadas de fibra e (b) forma

de acrílico usada para fabricação de compósito.

A mistura da matriz foi feita em argamassadeira de 5 litros. O procedimento

foi o seguinte: mistura dos materiais secos por 5min com velocidade baixa (124

rpm); adição do superplastificante diluído em água e mistura de 3min com

velocidade baixa (124 rpm), e finalmente, para homogeneizar a mistura se deixa

1min com velocidade alta (240 rpm).

Para a modelagem do compósito, inicialmente as fibras foram fixadas nos

extremos pelas placas de acrílico conforme seu número de camadas, como é

mostrado na Figura 75a. Depois, a matriz foi preenchida pela parte de cima em três

partes até preencher completamente a fôrma, de acordo com a Figura 75b. Em

seguida, adensou-se a mistura com golpes de martelo durante 15 minutos, como

mostrado na Figura 75c. Finalmente, foi colocada a lateral de cima da fôrma de

acrílico com a finalidade de obter uma mistura mais compacta e uniforme. A

desmoldagem foi feita após 24 horas (Figura 75 c), colocadas em água com cal e

retiradas 24 horas antes do ensaio.

DBD


114

Fibras de pupunha unidirecionais

a)

Pre chimento da matriz

b)

DBD


115

Figura 75 - Processo de moldagem do compósito com matriz a base de cimento e

reforçado com fibras de pupunha: (a) colocação das fibras unidirecionais, (b)

preenchimento da matriz, (c) remoção de ar com martelo e (d) corpos de prova depois de

tirar a forma.

Os corpos de prova com dimensões de 400 x 60 x 10 mm (comprimento x

largura x espessura) foram testados a tração direita em uma máquina universal MTS

modelo 311 com uma célula de carga de 100 KN, uma velocidade de ensaio de 0,5

mm/min. Os deslocamentos foram medidos por médio de dois LVDT´s. Na Figura

76 é mostrado o arranjo experimental do ensaio de tração direita. Para este ensaio

foram realizados 3 corpos de prova para camada.

d)

c)

DBD


116

Figura 76 - Ensaio a tração direita do compósito com fibras de pupunha: (a) máquina

universal MTS modelo 311, (b) montagem do ensaio e (c) medidas do arranjo.

a) b)

Chapas de aço

LVDT´S

Corpo de prova

DBD


117

No momento do ensaio, o corpo de prova foi fixado em placas de aço, usando

o torquimetro com uma força de torção de 7N.m em cada parafuso.

As analises microestruturais da superfície de falha dos compósitos foram

feitos por um microscópio eletrônico de varredura de transmissão JEOL JSM-6510

LV. Para a análise no MEV foi necessário deixar os corpos de prova em uma estufa

a 50°C durante 24h horas para reduzir o teor de umidade do material e conseguir

fazer a metalização. Na Figura 77 são apresentados os corpos de prova da superfície

de falha no microscópio eletrônico de varredura

Figura 77 - Superfície de falha do compósito cimenticio com reforço de fibras de pupunha

no microscópio eletrônico de varredura.


O compósito de 2 e 4 camadas de pupunha apresentou uma melhora no

comportamento mecânico comparado com o compósito sem fibras, com incremento

da resistência a tração direita, deformação e tenacidade (Tabela 21). O compósito

de 2 e 4 camadas de pupunha teve o comportamento de amolecimento como se

mostra na Figura 78, com presença de apenas uma fissura. Isto é, devido a sua baixa

fração volumétrica de 3% para o compósito com 2 camadas e 5% para o compósito

com 4 camadas. Além disso, a interface fibra- matriz apresentou valores baixos na

tensão de aderência fibra-matriz (τnom de aproximadamente 0,32 (0,10) e 0,14

(0,04) MPa para comprimentos de embebimento de 2,5 e 70mm). Este valor foi

DBD


118

comparado com outros trabalhos como as fibras de juta por Alves Fidelis (2014),

em que o cordão tinha valores de τnom de até 1,25MPa; ou para a fibra de sisal por

Silva et al. (2011), em que a τnom apresentava valores de 0,45MPa. Além disso, a

fração volumétrica foi superior a 10% levando a um comportamento elasto-plástico

com endurecimento e formação de múltiplas fissuras.

Figura 78 - Fissura no ensaio a tração direita dos compósitos cimenticios com: (a) dois

camadas de pupunha e (b) 4 camadas de pupunha.

As curvas típicas de tensão versus deformação obtidas nos ensaios de tração

direita realizados nos compósitos com matrizes de cimento e fibras de pupunha são

apresentadas na Figura 79. Essa curva apresenta, tanto para o compósito com 2 e 4

camadas, uma redução na tensão de tração no instante subsequente à primeira

fissura com endurecimento, e logo apresenta-se um amolecimento.

a) b)

Fissura

Fissura

Lamina de borracha

DBD


119

Figura 79 - Curva tensão versus deformação para um compósito reforçado com 2 e 4

camadas de fibra de pupunha a tração direita.

O compósito de 2 camadas com uma fração volumétrica de 2,8% apresentou

valores de resistência à tração máxima de 2,23MPa e módulo de elasticidade de

10,39GPa, e o compósito de 4 camadas com uma fração volumétrica de 5,6%

apresentou valores de resistência à tração máxima de 3,04MPa e módulo de

elasticidade de 5,47GPa. A Tabela 21 apresenta os resultados dos ensaios de tração

direita dos compósitos de 2 e 4 camadas em valores de resistência à tensão máxima,

deformação e módulo de elasticidade, com seus desvios padrões em parênteses.

Tabela 21 - Resultados dos ensaios a tração direita dos compósitos com 2 e 4 camadas

de fibra de pupunha com seus desvios padrões entre parêntesis.

Compósito

Fração volumétrica

Tensão Deformação TENACIDADE

PICO TENACIDADE

TOTAL

(%) (MPa) (%) (KJ/m2) (KJ/m2)

Matriz - 1,46 (0,12) 0,01 (0,001) 0,06 (0,01) 0,06 (0,01)

Pupunha 2 camadas

3 2,23 (0,35) 0,28 (0,06) 0,43 (0,17) 3,62 (0,73)

Pupunha 4 camadas

5 3,04 (0,52) 0,29 (0,06) 1,51 (0,48) 6,28 (2,10)

DBD


120

No trabalho por Silva et al. (2010) do compósito cimenticio sob tração direita

com fibras longas de sisal e frações volumétricas da fibra de 10%, resultou em

comportamento de multifissuração com tensão da primeira fissura de 4,35 MPa e

uma tensão última de 11,22 MPa. Pelo contrário, em trabalhos feitos por Lima

(2004), este demostrou que frações volumétricas de sisal menor a 6%, resultou em

comportamentos com apenas uma fissura, com tensão na primeira fissura igual a

3,5 MPa. Não obstante com frações volumétricas superiores a 6%, o compósito com

sisal apresenta comportamento de multi fissuração com tensão na primeira fissura

igual 5,02 MPa. Na Figura 80 é apresentado um comparativo dos resultados de

tração direita dos compósitos cimenticios feitos por Lima (2004) e Lima & Toledo

Filho (2008) com os obtidos neste trabalho com a fibra de pupunha.

Figura 80 - Comparativo de curvas tensão versus deformação de compósito cimenticio de

sisal por Lima (2004) e Silva et al. (2010) com o compósito feitos com reforço de fibras de

pupunha.

Para determinar o valor da fração volumétrica crítica da fibra 𝑉𝑓(𝑐𝑟𝑖𝑡) segundo

a Figura 14 e as Eq. (2.5) e (2.6), onde o fator de comprimento (ηl) e o fator de

orientação (ηϴ) são iguais a 1, o qual quer dizer que a interface fibra matriz é

perfeita. A fração volumétrica da fibra seria igual a 1% como se apresenta na Figura

81.

DBD


121

Figura 81 - Fração volumétrica critica Vf (crit) da fibra de pupunha segundo a relação entre

a tensão do compósito (σcu) e a tensão da matriz na primeira fissura (σmu) com interface

fibra matriz perfeita.

Entretanto para este caso, conforme os resultados obtidos no capitulo 5 onde

a interface fibra-matriz não é perfeita, os valores de aderência são relativamente

baixos. Por conseguinte, é necessário recalcular a tensão da matriz na primeira

fissura (σmu) (dada pela Eq. (2.5) e a tensão do compósito (σcu) dada pela Eq. (2.6)

de tal forma que o fator de eficiência de comprimento é (nl) tenha um valor de 0,091

(dado pela Eq.(2.4)). Assim a fração volumétrica critica Vf(crit) para que o

compósito cimenticio com fibras de pupunha tem aproximadamente apresente um

comportamento de múltiplas fissurações é igual a 10% como se apresenta na Figura

82.

DBD


122

Figura 82 - Fração volumétrica critica Vf(crit) da fibra de pupunha segundo a relação entre

a tensão do compósito (σcu) e a tensão da matriz na primeira fissura (σmu) com interface

fibra real.

Além de uma fração volumétrica superior a 10%; o fator com mais

importância para obter este comportamento elasto-plastico com formação de

multipla-fissuração, será melhorar a interface fibra-matriz. Para isso será necessário

estudar e avaliar diferentes tratamentos na fibra e assim gerar uma superfície mais

rugosa ou adicionar um componente (por exemplo: polímero) na fibra para elevar

os valores de tensão de aderência entre a fibra de pupunha e a matriz cimentícia.

Na Figura 83 são apresentados os tipos de falhas que apresenta a fibra de

pupunha na superfície de fratura do compósito observados no microscópio

eletrônico de varredura (MEV). A falha número (1) é o arrancamento total da fibra,

a número (2) é dado por uma fratura quase ao nível da superfície da falha e

finalmente a número (3) é caracterizada pela fratura da fibra com o nível superior

na superfície da falha.

DBD


123

Figura 83 - Superfície de falha do compósito cimenticio com fibras de pupunha.

Segundo os trabalhos feitos por Tolêdo Filho et al. (2000) as fibras de coco e

sisal apresentaram microfissuras na matriz no contorno da fibra, igualmente ao

trabalho feito por Savastano Jr, Warden & Coutts (2005). No presente trabalho esse

mecanismo não foi observado(ver Figura 84a e Figura 84b).

Figura 84 - Superfície de falha do compósito cimenticio com fibras de pupunha: (a) fratura

da fibra e (b) arrancamento total da fibra.

DBD


124

6.5. Conclusão

Neste capítulo foram apresentados os resultados obtidos nos ensaios de tração

direita dos compósitos cimentícios com reforço de fibras de pupunha em seu estado

natural de 2 e 4 camadas iguais a 3% e 5% de fração volumétrica respectivamente.

O compósito apresentou uma única fissura com tensões máximas de 2,23MPa

até 3,04MPa, e redução na tensão à tração no instante subsequente à fissura com

endurecimento e, logo após isso, um comportamento de amolecimento também

chamado de “strain-softening”. Tal comportamento é devido ao fato da baixa fração

volumétrica usada. Conforme o cálculo feito com os resultados obtidos neste

compósito, é necessária uma fração volumétrica superior a 10%. Igualmente, como

se observou nos resultados do capitulo 5.5, aderência da fibra com a matriz de

cimento é baixa, portanto a fibra precisa de tratamento para aumentar sua aderência

e baixar a fração volumétrica crítica da fibra, necessária para conseguir o

comportamento “strain-hardening” com formação de múltiplas fissuras;

O compósito de 2 e 4 camadas de pupunha apresentou uma melhora no

comportamento mecânico comparado com o compósito sem fibras, com incremento

da resistência a tração direita de 1,46 MPa (compósito sem fibras) para 3,04MPa

(compósito com 4 camadas de pupunha), deformação com valores de 0,1%

(compósito sem fibras) para 0,29% (compósito com 4 camadas de pupunha), e

tenacidade com valores de 0,06 KJ/m2 (compósito sem fibras) para 6,28 KJ/m2 %

(compósito com 4 camadas de pupunha);

Como se observou nas imagens obtidas no MEV, no contorno das fibras não

foram formadas microfissuras e também não se encontrou resíduos de fibra nos

vazios deixados pelo arracamento, isto demostra a baixa aderência da fibra com a

matriz;

A tenacidade do compósito aumentou significativamente com o aumento da

fração volumétrica de fibras, aumentando de 0,06 KJ/m2 sem fibras para 6,28 KJ/m2

com 4 camadas de fibras, isto quer dizer que as fibras de pupunha melhoram

consideravelmente a energia acumulada do compósito antes de fraturar.

DBD


125

7 Conclusões

A matriz cimentícia usada neste trabalho com substituição parcial do cimento

por metacaulinita e cinza volante apresentou boas propriedades tanto em seu estado

fresco como endurecido e logrou uma redução de hidróxido de cálcio nas diferentes

idades de 7, 14 e 28 dias.

A fibra de pupunha foi escolhida por ter poucos estudos em sua caraterização

e nenhum como reforço em compósitos cimentícios. Esta apresentou valores

médios na resistência à tração relacionados com o teor de vazios, entretanto,

segundo análise feita na morfologia da fibra, quanto maior forem os vazios da fibra,

menor será sua resistência à tração. Porém, o número de dutos não altera a

resistência à tração da fibra, de modo que as fibras podem ser selecionadas

aletoriamente para ser parte do reforço no compósito. As análises de estatística de

Weibull mostraram que as fibras de pupunha apresentam baixa variabilidade em

comparação com outras fibras.

A interface fibra-matriz foi estudada através de ensaios de “pull-out”, para

comprimentos de embebimento de 25 e 70mm. Os resultados mostram que a fibra

de pupunha apresenta valores baixos na tensão máxima nominal de aderência com

a matriz cimentícia, sendo necessário, por conseguinte, um tratamento na fibra a

fim de melhorar a interface fibra-matriz, o qual é a causa principal de que o

compósito não tenha comportamento elastoplástico com formação de multiple

fissuras.

Na caracterização mecânica dos compósitos cimentícios reforçados com 2 e

4 camadas de pupunha sob tração direita, foi observada a formação de uma única

fissura com comportamento de amolecimento. Tal comportamento deve-se a sua

baixa aderência fibra-matriz. O compósito de 2 e 4 camadas de pupunha apresentou

uma melhora no comportamento mecânico comparado com o compósito sem fibras,

com incremento da resistência a tração, deformação e tenacidade.

DBD


126

8 Sugestões para futuros trabalhos

Certamente, a possibilidade de continuidade de trabalhos com a fibra de

pupunha como reforço de compósitos é grande. No entanto, a metodologia de

extração das fibras precisa ser melhorada, uma vez que o processo manual é lento

e difícil.

Para futuros trabalhos sugere-se o mais relevante, que é a realização de

diferentes tratamentos nas fibras para melhorar a superfície obter melhores valores

na aderência, também o uso de frações volumétricas maiores para serem usadas

posteriormente como reforço em compósitos cimentícios, obtendo resultados

elasto-plasticos com formação de múltiplas fissuras. Por outro lado, pode-se

acrescentar à caracterização mecânica do compósito ensaios de flexão, realizando

comparações com outros compósitos feitos com fibras naturais.

Outra sugestão é realizar estudo de durabilidade, pois neste trabalho foi

demostrado que, na matriz com substituições parciais de cimento por metacaulinita

e cinza volante, se conseguiu reduzir o hidróxido de cálcio.

DBD


127

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DBD


134

Anexo I

CURVAS DO ENSAIO DE TRAÇÃO DIREITA NA FIBRA DE

PUPUNHA

Figura 85 - Curva carga (N) versus deformação (%) para fibras de pupunha com

comprimentos de: (a) 20 mm, (b) 30 mm e (c) 40 mm.

a) b)

c)

DBD


135

Figura 86 - Curva tensão (MPa) versus deformação (mm/mm) para fibras de pupunha

conforme a sua área total segundo os analises da micro estrutura com comprimentos de:

(a) 20 mm, (b) 30 mm e (c) 40 mm.

a) b)

c)

DBD


136


conforme a sua área sem dutos principais segundo os analises da micro estrutura com

comprimentos de:(a) 20 mm, (b) 30 mm e (c) 40 mm.

a) b)

c)

DBD


137


conforme a sua área sem buracos segundo os analises da microestrutura com

comprimentos de: (a) 20 mm, (b) 30 mm e (c) 40 mm.

a) b)

c)

DBD


138

Anexo II

CORRELAÇÃO DE MICROSCOPIA FEITOS NOS ENSAIOS DE MICROSCOPIA ELETRÔNICA DE VARREDURA E

COMPORTAMENTO MECÂNICO DA FIBRA COM OS ENSAIOS DE TRAÇÃO DIREITA SEGUNDO SEU COMPRIMENTO

(20, 30 E 40 mm)

DBD


139

Tabela 22 - correlação de área total, sem dutos principais e sem buracos com suas tensões máximas para as fibras com comprimento de 20 mm.

Tensão máxima Tensão máxima Tensão máxima

IMAGEM (mm2) (MPa) IMAGEM (mm2) (MPa) IMAGEM (mm2) (MPa)

1 0,398 201,05 0,376 212,82 0,289 276,88

2 0,43 197,74 0,423 201,01 0,293 290,19

3 0,362 179,70 0,324 200,78 0,206 315,78

4 0,339 206,51 0,265 264,18 0,185 378,41

5 0,4 212,52 0,388 219,10 0,295 288,17

FIBRA COM AREA TOTAL

fibra AREA

FIBRA COM AREA SEM DUTOS PRICIPAIS

AREA

FIBRA SEM BURACOS

AREA

DBD


140


(cont.)



6 0,395 177,26 0,343 204,13 0,231 303,10

7 0,453 187,72 0,419 202,96 0,295 288,27

8 0,404 178,46 0,365 197,53 0,268 269,02

9 0,362 193,42 0,324 216,10 0,206 339,89

10 0,377 225,49 0,343 247,84 0,299 284,31

fibra

FIBRA COM AREA TOTAL FIBRA COM AREA SEM DUTOS PRICIPAIS FIBRA SEM BURACOS

AREA AREA AREA

DBD


141


(cont.)



11 0,472 180,11 0,446 190,61 0,319 266,49

12 0,323 216,81 0,309 226,63 0,256 273,55

13 0,369 189,93 0,342 204,93 0,249 281,47

14 0,378 224,99 0,365 233,01 0,296 287,32

15 0,407 172,01 0,366 191,28 0,255 274,54

MEDIA 0,39 196,25 0,36 214,19 0,26 294,49

MAX 0,47 225,49 0,45 264,18 0,32 378,41

MIN 0,32 172,01 0,27 190,61 0,19 266,49

DESVIO PADRAO 0,04 17,77 0,05 21,04 0,04 30,04

FIBRA COM AREA SEM DUTOS PRICIPAIS FIBRA SEM BURACOS

AREA AREA AREA fibra

FIBRA COM AREA TOTAL

DBD


142




1 0,402 201,62 0,369 219,65 0,294 275,68

2 0,415 168,69 0,377 185,69 0,282 248,25

3 0,288 238,03 0,267 256,75 0,22 311,60

4 0,546 183,21 0,391 255,83 0,331 302,21

5 0,38 210,60 0,346 231,30 0,262 305,46

AREA AREA fibra


AREA

DBD


143


(cont.)



6 0,467 192,80 0,413 218,01 0,296 304,18

7 0,387 193,98 0,346 216,96 0,286 262,48

8 0,359 177,27 0,314 202,68 0,244 260,82

9 0,424 212,33 0,392 229,67 0,314 286,72

10 0,423 175,06 0,386 191,84 0,283 261,67

AREA AREA fibra


AREA

DBD


144


(cont.)



11 0,347 216,16 0,33 227,30 0,282 265,99

12 0,434 184,45 0,342 234,07 0,289 277,00

13 0,453 216,53 0,431 227,59 0,317 309,43

14 0,457 218,95 0,425 235,44 0,319 313,67

15 0,425 188,28 0,394 203,09 0,289 276,88

MEDIA 0,41 198,53 0,37 222,39 0,29 284,14

MAX 0,55 238,03 0,43 256,75 0,33 313,67

MIN 0,29 168,69 0,27 185,69 0,22 248,25

DESVIO PADRAO 0,06 19,72 0,04 20,50 0,03 21,98

fibra


AREA AREA AREA

DBD


145

Tabela 24 - correlação de área total, sem dutos principais e sem buracos com suas tensões máximas para as fibras com comprimento de 40 mm-



1 0,339 177,12 0,324 185,32 0,24 250,18

2 0,358 192,10 0,314 208,60 0,216 245,50

3 0,354 199,51 0,326 216,64 0,326 254,96

4 0,391 179,16 0,36 194,59 0,271 258,50

5 0,237 266,04 0,2254 279,73 0,202 312,14


fibra AREA AREA AREA

DBD


146


(cont.)



6 0,466 210,33 0,418 234,48 0,323 303,45

7 0,459 174,35 0,429 186,55 0,292 274,07

8 0,39 251,28 0,363 269,97 0,324 302,47

9 0,471 212,48 0,444 225,40 0,344 290,92

10 0,457 204,53 0,413 226,32 0,338 276,53

fibra


AREA AREA AREA

DBD


147


(cont.)



11 0,417 239,82 0,361 277,02 0,305 327,88

12 0,357 176,55 0,296 212,93 0,208 303,02

13 0,463 194,38 0,42 214,29 0,29 310,35

14 0,394 253,84 0,363 275,52 0,306 326,84

15 0,257 194,56 0,215 232,57 0,158 316,47

MEDIA 0,39 208,40 0,35 229,33 0,28 290,22

MAX 0,47 266,04 0,44 279,73 0,34 327,88

MIN 0,24 174,35 0,22 185,32 0,16 245,50

DESVIO PADRAO 0,07 30,46 0,07 32,43 0,06 28,19

fibra


AREA AREA AREA

DBD


Juan Pablo Villate Diaz Comportamento Mecânico de ... Ernestina que sempre me brindou sua ajuda...

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