=21$’(75$16,d›2(175(),%5$6(3$67$’(&,0(1723257/$1’˛ &$5$&7
Post on 03-Jul-2022
5 Views
Preview:
TRANSCRIPT
HOLMER SAVASTANO JÚNIOR
=21$�'(�75$16,d2�(175(�),%5$6�(�3$67$�'(�&,0(172�3257/$1'�&$5$&7(5,=$d2�(�,17(5�5(/$d2�&20�$6�35235,('$'(6�0(&Æ1,&$6�'2
&203Ï6,72
1992
Tese apresentada à escola Politécnicada Universidade se São Paulo para
obtenção do título de Doutor emEngenharia
Área de Concentração:Engenharia de Construção Civil e Urbana
Orientador:Vahan Agopyan
Savastano Junior, HolmerZona de transição entre fibras e pasta de cimento
Portland: caracterização e inter-relação com aspropriedades mecânicas do compósito. São Paulo, 1992. 249p.
Tese (Doutorado) – Escola Politécnica da Universidade deSão Paulo. Departamento de Engenharia de Construção Civil.
1. Materiais fibrosos (Materiais de construção) 2.Materiais – Estrutura 3. Materiais – Ensaios I.Universidade de São Paulo. Escola Politécnica. Departamentode Engenharia de Construção Civil II.t
CDU 691.15620.186
620.1
$�*�5�$�'�(�&�,�0�(�1�7�2�6
Ao Prof. Dr. Vahan Agopyan, por seu idealismo acadêmico, orientação
incansável e amizade. À Profa. Dra. Maria Alba Cincotto, que muito
incentivou e contribuiu para a definição do estudo da microestrutura.Ao
Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo S.A.,
especialmente aos integrantes do Agrupamento de Materiais de Construção
Civil - Divisão de Construção Civil e ao Prof. Dr. Francisco de Assis Souza
Dantas, pelo estágio que possibilitou a realização da maior parte do
trabalho experimental. Ao Prof. Dr. Paulo Sergio C. Pereira da Silva, que
coordenou a operação do microscópio eletrônico de varredura do Departamento
de Engenharia Metalúrgica e de Materiais desta Escola.Ao Prof. Paulo Jose
Melaragno Monteiro, da Universidade da Califórnia, Berkeley, que realizou,
com empenho, alguns estudos preliminares para atestar a viabilidade do uso
de imagem de elétrons retroespalhados. À Serrana S.A. de Mineração, que
forneceu o cimento Portland para o trabalho experimental; ao Conselho
Nacional de Desenvolvimento Cientifico e Tecnológico (CNPq), pela bolsa de
estudos, e à Academia da Forca Aérea, pelo grande apoio concedido a esta
pesquisa.À Profa. Dra. Maria Antonia Granville, por seu cuidado na revisão
do texto, e a Antonio Carlos Alves de Oliveira, responsável pela execução
dos desenhos.Qqueles que, anonimamente, muito contribuíram: aos meus pais e
irmãos, parentes e amigos, colegas de pós-graduação e funcionários do
Departamento de Engenharia de Construção Civil desta Escola. A todos, meu
sincero reconhecimento e gratidão.A esta Escola Politécnica e à
Universidade de São Paulo, pelo valor de todos os ensinamentos recebidos
desde o início de minha vida profissional. À Cássia, pelo sacrifício de,
muitas vezes, ver os nossos momentos de lazer deixados para depois.
À Luisa,
signo da minha
esperança.
6�8�0��5�,�2
/LVWD�GH�ILJXUDV
�/LVWD�GH�WDEHODV
�/LVWD�GH�DEUHYLDWXUDV
�/LVWD�GH�VtPERORV
�5(6802
�$%675$&7
��,1752'8d2
1.1 Apresentação
1.2 Objetivos
1.3 Justificativas
1.4 Conteúdo
��$'(5Ç1&,$�),%5$�0$75,=�(�'85$%,/,'$'(�'26�&203Ï6,726
2.1 Avaliação mecânica da aderência fibra-matriz
2.1.1 Tração direta
2.1.2 Tração indireta
2.1.3 Arrancamento de fibras
2.2 Durabilidade dos compósitos
2.2.1 Compósitos com fibras de amianto
2.2.2 Compósitos com fibras de polipropileno
2.2.3 Compósitos com fibras vegetais
2.3 Comentários
��0,&52(6758785$�'(�&203Ï6,726�¬�%$6(�'(�&,0(172
3.1 Características principais da estrutura das fibras
3.1.1 Fibras de amianto crisotila
3.1.2 Fibras de polipropileno
3.1.3 Fibras vegetais
3.2 Características principais da estrutura da
pasta de cimento
3.2.1 Cimento anidro
3.2.2 Produtos hidratados
3.2.3 Relação entre microestrutura e propriedades
da pasta de cimento hidratado
3.3 Zona de transição entre fases de materiais
compostos
3.4 Evolução dos estudos sobre a zona de transição
fibra-matriz
3.5 Zona de transição em compósitos fibrosos
3.5.1 Compósitos com fibras de amianto
3.5.2 Compósitos com fibras de polipropileno
3.5.3 Compósitos com fibras vegetais
3.5.4 Comentários
��352'8d2�(�&$5$&7(5,=$d2�%È6,&$�'26�&203Ï6,726
4.1 Planejamento do trabalho experimental
4.2 Caracterização dos materiais constituintes
4.2.1 Cimento Portland
4.2.2 Fibras
4.3 Produção dos compósitos
4.4 Caracterização básica dos compósitos
4.4.1 Caracterização física
4.4.2 Caracterização química
4.5 Comentários
��0(72'2/2*,$�'26�(16$,26
5.1 Ensaios mecânicos
5.1.1 Ensaio de tração direta
5.1.2 Ensaio de tração na flexão
5.1.3 Ensaio de tração por fendilhamento
5.1.3.1 Ensaio de tração por fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente
5.1.3.2 Ensaio de tração por fendilhamento com fibras
alinhadas
5.1.4 Ensaio de arrancamento de fibras
5.2 Estudo da microestrutura
5.2.1 Técnicas de preparo dos corpos-de-prova
5.2.2 Microscopia eletrônica de varredura
5.2.3 Espectroscopia de raios X por energia dispersiva
5.3 Comentários
��&203257$0(172�0(&Æ1,&2�'26�&203Ï6,726
6.1 Ensaio de tração direta
6.2 Ensaio de tração na flexão
6.3 Ensaio de tração por fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente
6.4 Ensaio de tração por fendilhamento com fibras
alinhadas
6.5 Ensaio de arrancamento de fibras
6.6 Comentários sobre os tipos de ensaio realizados
��$1È/,6(�'$�0,&52(6758785$�'26�&203Ï6,726
7.1 Compósitos com fibras de amianto
7.2 Compósitos com fibras de malva
7.3 Compósitos com fibras de sisal
7.4 Compósitos com fibras de coco
7.5 Compósitos com fibras de polipropileno
7.6 Comentários adicionais
��&21&/86®(6
8.1 Comparações entre resultados
8.1.1 Influência do tipo de fibra empregado
8.1.2 Influência da relação água-cimento
8.1.3 Influência da idade
8.2 Sugestões para continuidade da pesquisa
8.3 Conclusões finais
$QH[R�$���(QVDLRV�GH�FDUDFWHUL]DomR�GR�FLPHQWR
$QH[R�%���5HVXOWDGRV�GRV�HQVDLRV�PHFkQLFRV
5HIHUrQFLDV�ELEOLRJUiILFDV
5�(�6�8�0�2
Esta pesquisa estuda a zona de transição entre fibras e matriz de pasta de
cimento Portland comum e inter-relaciona suas principais características
com as propriedades mecânicas dos compósitos produzidos.
Inicialmente, são revistos os resultados de importantes experimentos com
ênfase na aderência fibra-matriz, durabilidade dos compósitos e análise de
sua microestrutura.
Na fase experimental, são utilizadas fibras vegetais de coco, sisal e malva
e, a titulo de comparação, fibras de amianto crisotila e de polipropileno.
Os compósitos são analisados com 7, 28, 90 e 180 dias de idade e relação
água-cimento igual a 0,38. Aos 28 dias de idade, observa-se, também, o
efeito das relações 0,30 e 0,46.
Cinco ensaios mecânicos avaliam a resistência à tração e a ductilidade dos
compósitos. Ensaios de microscopia eletrônica de varredura, combinados com
análises por espectroscopia de raios X, identificam as principais
características da zona de transição.
A zona de transição apresenta-se diferenciada do restante da matriz, por
sua maior porosidade, concentração de macrocristais de portlandita e
microfissuras, principalmente nos casos em que se utilizam fibras vegetais.
Essas características estão diretamente associadas à aderência fibra-matriz
e, portanto, ao desempenho mecânico do compósito.
$�%�6�7�5�$�&�7
The characteristics of fibres and paste of ordinary portland cement
transition zone are analysed and correlated to the mechanical properties of
the produced composites.
Firstly, it is presented a review with the results of principal studies on
fibre-matrix bonding, durability and microstructural behaviour of the
composites.
In the experimental work, composites with vegetable fibres (coir, sisal and
malva) are compared with those with chrysotile asbestos and polypropylene
fibres. The series of composites are prepared to be tested at the ages of
7, 28, 90 and 180 days. The water-cement ratiois 0.38 and at the age of 28
days specimens with 0.30 and 0.46 are also tested.
Five mechanical tests evaluate the composite tensile strength and
ductility. The scanning electron microscopy (SEM) and energy dispersive
spectroscopy (EDS) identify the major properties of the fibre-matrix
interface.
Mainly for vegetable fibre composites the transition zone is porous,
cracked and rich of hydroxide calcium macrocrystals. These characteristics
are directly associated to the fibre-matrix bonding and to the composite
mechanical performance.
/LVWD�GH�ILJXUDV
3.1 Esquema da estrutura de fibra vegetal (sem escala). SATYANARAYANA et al.
(1982), GRAM (1988a) e COUTTS (1992)
3.2 Zona de transição entre pasta de cimento Portland e agregado. MEHTA (1986)
4.1 MEV. Imagem de elétrons secundários. Superfície de interface da pasta de
cimento com folha de fibras refinadas de sisal
4.2 BSEI - composição. Compósito com fibras de coco,relação água-cimento igual a
0,38 e 180 dias de idade. Zona de transição
4.3 BSEI - topografia. Idem figura 4.2
4.4 Absorção de água por fibras vegetais em temperatura ambiente. ABNT NBR 9778
(1987)
5.1 Ensaio de tração direta. Compósito com fibras de polipropileno em estagio
avançado de deformação
5.2 Diagrama de carga x deformação típico do ensaio de tração direta
5.3 Ensaio de tração na flexão com quatro cutelos. Corpo-de-prova capeado nos
pontos de apoio
5.4 Diagrama de carga x deformação típico do ensaio de tração na flexão
5.5 Esquema do ensaio de tração por fendilhamento em corpo-de-prova com entalhe
5.6 Ensaio de tração por fendilhamento, durante sua realização
5.7 Formas para ensaio de tração por fendilhamento com fibras distribuídas
aleatoriamente na matriz
5.8 Corpo-de-prova de compósito com fibras de polipropileno, distribuídas
aleatoriamente, apos ensaio de tração por fendilhamento
5.9 Formas para moldagem de dois corpos-de-prova do ensaio de tração por
fendilhamento com fibras alinhadas
5.10 Corpos-de-prova do ensaio de tração por fendilhamento com fibras alinhadas,
logo após a desmoldagem
5.11 Dispositivo para moldagem dos corpos-de-prova para ensaio de arrancamento
de fibras
5.12 Ensaio de arrancamento de fibras. Prensa pneumática para prender a
extremidade da fibra
6.1 Resistência à tração do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo de
confiança = 95%. Ensaio de tração direta
6.2 Resistência à tração do compósito com varias relações água-cimento. Idade =
28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração direta
6.3 Energia específica do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo de
confiança = 95%. Ensaio de tração direta
6.4 Energia específica do compósito com varias relações água-cimento. Idade = 28
dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração direta
6.5 Resistência à tração do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo de
confiança = 95%. Ensaio de tração na flexão
6.6 Resistência à tração do compósito com varias relações água-cimento. Idade =
28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração na flexão
6.7 Energia específica do compósito com diversas idades. x = 0,38, intervalo de
confiança = 95% Ensaio de tração na flexão
6.8 Energia específica do compósito com varias relações água-cimento. Idade = 28
dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração na flexão
6.9 Carga máxima do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo de
confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras distribuídas
aleatoriamente
6.10 Carga máxima do compósito com varias relações água-cimento. Idade = 28
dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente
6.11 Energia específica do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo de
confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras distribuídas
aleatoriamente
6.12 Energia específica do compósito com varias relações água-cimento. Idade =
28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente
6.13 Índice de tenacidade do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo
de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras distribuídas
aleatoriamente
6.14 Índice de tenacidade do compósito com varias relações água-cimento. Idade =
28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente
6.15 Carga máxima do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo de
confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras alinhadas
6.16 Carga máxima do compósito com varias relações água-cimento. Idade = 28
dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras
alinhadas
6.17 Energia específica do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo de
confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras alinhadas
6.18 Energia específica do compósito, varias rel. a/c. Idade = 28 dias,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras alinhadas
6.19 Resistência ao cisalhamento do compósito em diversas idades. x = 0,38,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de arrancamento de fibras
6.20 Energia específica do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo de
confiança = 95%. Ensaio de arrancamento de fibras
7.1 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,38, 7 dias. Seta: filme de
hidróxido de cálcio com espessura media de 5 µm sobre a superfície da
fibra
7.2 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,38, 7 dias. Espectroscopia por
mapeamento para o elemento cálcio
7.3 BSEI. Compósito com fibras de amianto. x = 0,38, 7 dias. Seta 1: região rica
em cálcio (Ca/Si = 4,30); seta 2: grão anidro (Ca/Si = 2,21) e seta 3:
silicato de cálcio hidratado (Ca/Si = 2,17)
7.4 BSEI. Compósito com fibras de amianto. x = 0,30, 28 dias. Setas 1 e 2:
microfissura através das fibras; seta 3: região rica em cálcio e em
magnésio
7.5 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,38, 28 dias. Seta: fissura em
"T", com caminhamento modificado pela presença da fibra
7.6 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,46, 28 dias. Setas 1 e 2:
fissura que atravessa aglomerado de fibras; seta 3: cristal de portlandita
7.7 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,38, 180 dias. Vista
longitudinal da fibra, aderida à matriz, sem zona de transição porosa
7.8 BSEI. Compósito com fibras de malva, x = 0,38, 7 dias. Setas 1 e 2:
macrocristais de portlandita. Seta 3: hidrogranada com precipitações de
brucita
7.9 BSEI. Compósito com fibras de malva, x = 0,38, 180 dias. Seta: grão anidro
com 50 æm de dimensão’ aproximada
7.10 Imagem de elétrons secundários. Compósito com fibras de malva, x = 0,38,
180 dias. Seta: macrocristais de portlandita próximos à fibra
7.11 BSEI. Compósito com fibras de sisal, x = 0,38, 7 dias. Seta: produtos de
hidratação depositados na superfície da fibra 7.12 BSEI. Compósito com
fibras de sisal, x = 0,38, 180 dias. Seta 1: cristal de portlandita; setas
2 e 3: regiões da zona de transição ricas em hidróxido de cálcio
7.13 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 7 dias. Seta 1: descolamento
por diminuição de volume da fibra; seta 2: fissura que contorna a fibra,
atravessando a zona de transição
7.14 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,30, 28 dias. Vista longitudinal
da fibra. Seta: poro com microfissuras radiais
7.15 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 28 dias. Seta: acumulo de
portlandita com espessura aproximada de 10 µm
7.16 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,46, 28 dias. Zona de transição
com espessura media de 30 µm. Seta: portlandita
7.17 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,46, 28 dias. Seta: cristais
grandes de portlandita, com espessura de ate 40 µm
7.18 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 90 dias. Seta 1:
macrocristal; seta 2: microcristais de portlandita
7.19 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 180 dias. Zona de transição
excêntrica
7.20 Imagem de elétrons secundários. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 180
dias. A seta indica descolamento da fibra
7.21 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,38, 7 dias.
Espectroscopia por varredura sobre a linha pontilhada, para os elementos
S, Ca e Al; seta: filme de produtos hidratados
7.22 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,38, 7 dias. Grande
aumento do cristal de portlandita
7.23 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,30, 28 dias. Seta: filme
de produtos hidratados
7.24 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,38, 28 dias. Vista
longitudinal de duas fibras paralelas. Seta: deposição de portlandita
7.25 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,38, 180 dias. Zona de
transição porosa e fissura deslocada pela fibra
8.1 Imagem de microscopia óptica. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 7
dias. A região escura e a zona de transição da fibra que não aparece na
imagem
8.2 Analise da imagem obtida na fig. 8.1. Compósito com fibras de coco, x =
0,38, 7 dias
A.1 Distribuição granulométrica do cimento anidro (granulométrica a laser).
Serrana - certificado CIM 399/90, de 17/4/91
A.2 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 7 dias de idade, rel.
a/c = 0,38
A.3 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 28 dias de idade, rel.
a/c = 0,30
A.4 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 28 dias de idade, rel.
a/c = 0,38
A.5 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 28 dias de idade, rel.
a/c = 0,46
A.6 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 90 dias de idade, rel.
a/c = 0,38
A.7 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 180 dias de idade, rel.
a/c = 0,38
/LVWD�GH�WDEHODV
3.1 Propriedades da estrutura de fibras vegetais
4.1 Composição potencial de Bogue do cimento anidro. ASTM C-150 (1989)
4.2 Compostos cristalinos detectados por DRX nas pastas de cimento hidratado
(1000 cps, 40 kV, 20 mA). TAYLOR (1964)
4.3 Características físicas e mecânicas das fibras. ABNT NBR 9778 (1987) e ASTM
D-3822 (1990)
4.4 Numeração das series de corpos-de-prova da fase definitiva dos ensaios
4.5 Propriedades físicas das matrizes e compósitos no estado recém-misturado
4.6 Propriedades físicas dos compósitos e da matriz no estado endurecido,
relação água-cimento igual a 0,38, com 210 dias de idade. ABNT NBR 9778
(1987)
4.7 Teor de oxido de cálcio livre em compósitos à base de cimento (% em massa).
ABNT NBR 7227 (1989)
4.8 Teor de perda ao fogo em pastas de cimento hidratado (% em massa). ABNT NBR
5743 (1989)
5.1 Relação dos ensaios de MEV e de EDS
6.1 Resumo das principais propriedades mecânicas, para os diversos ensaios
realizados
7.1 Analise pontual por espectroscopia de raios X por energia dispersiva (EDS)
7.2 Resumo das propriedades microestruturais dos compósitos
imA.1 Resultados dos ensaios físicos de caracterização do cimento
utilizado. IPT - certificado nº 786.463, de 8/5/91
A.2 Resistência à compressão do cimento Portland. IPT - certificado nº
786.463, de 8/5/91. NBR 7215/82
A.3 Análise química do cimento. IPT - certificados nº 786.481, de 11/4/91,
e nº 796.190, de 9/4/92
B.1 Resistência à tração do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração direta
B.2 Resistência à tração. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.3 Resistência à tração do compósito para diferentes tipos de fibra e
relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração direta
B.4 Resistência à tração. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.5 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração direta
B.6 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.7 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra e
relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração direta
B.8 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.9 Resistência q tração do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração na flexão
B.10 Resistência q tração. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.11 Resistência q tração do compósito para diferentes tipos de fibra e
relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração na flexão
B.12 Resistência q tração. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.13 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração na flexão
B.14 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.15 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra e
relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração na flexão
B.16 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.17 Carga máxima do compósito para diferentes tipos de fibra e idades.
Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração por fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente
B.18 Carga máxima. Idem tabela anterior, com resultados individuais das
séries
B.19 Carga máxima do compósito para diferentes tipos de fibra e relações
água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração por fendilhamento com
fibras distribuídas aleatoriamente
B.20 Carga máxima. Idem tabela anterior, com resultados individuais das
séries
B.21 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração por fendilhamento com
fibras distribuídas aleatoriamente
B.22 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.23 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra e
relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração por
fendilhamento com fibras distribuídas aleatoriamente
B.24 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.25 Índice de tenacidade do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração por fendilhamento com
fibras distribuídas aleatoriamente
B.26 Índice de tenacidade. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.27 Índice de tenacidade do compósito para diferentes tipos de fibra e
relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração por
fendilhamento com fibras distribuídas aleatoriamente
B.28 Índice de tenacidade. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
B.29 Carga máxima do compósito para diferentes tipos de fibra e idades.
Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração por fendilhamento com fibras
alinhadas
B.30 Carga máxima. Idem tabela anterior, com resultados individuais das
séries
B.31 Carga máxima do compósito para diferentes tipos de fibra e relações
água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração por fendilhamento com
fibras alinhadas
B.32 Carga máxima. Idem tabela anterior, com resultados individuais das
séries
B.33 Energia específica da fase elástica do compósito para diferentes tipos
de fibra e idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração por
fendilhamento com fibras alinhadas
B.34 Energia específica da fase elástica. Idem tabela anterior, com
resultados individuais das séries
B.35 Energia específica da fase elástica do compósito para diferentes tipos
de fibra e relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração
por fendilhamento com fibras alinhadas
B.36 Energia específica da fase elástica. Idem tabela anterior, com
resultados individuais das séries
B.37 Resistência ao cisalhamento do compósito para diferentes tipos de
fibra e idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de arrancamento de fibras
B.38 Resistência ao cisalhamento. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries
B.39 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de arrancamento de fibras
B.40 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries
/LVWD�GH�DEUHYLDWXUDV
A – Al 2O3;
ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas;
ACK - modelo de fratura proposto por Aveston, Cooper e Kelly;
ASTM - American Society for Testing and Materials;
BSEI - backscattering electrons image (imagem de elétrons
retroespalhados);
C - CaO;
C3A - aluminato tricálcico [3CaO.Al 2O3];
C4AF - ferroaluminato tetracálcico ou ferrita [4CaO.Al 2O3.Fe 2O3];
CnAHm - aluminatos de cálcio hidratados [nCaO.Al 2O3.mH2O];
C4A_
6 H18 - monossulfoaluminato de cálcio hidratado [4CaO.Al 2O3.SO3.18H 2O];
C6A_
6 3H32 - trissulfoaluminato de cálcio hidratado ou etringita
[6CaO.Al 2O33SO332H2O];
CH - hidróxido de cálcio ou portlandita [Ca(OH) 2];
CP I - cimento Portland comum;
CP I-S - cimento Portland comum com adição;
C2S - silicato dicálcico ou belita [2CaO.SiO ];
C3S - silicato tricálcico ou alita [3CaO.SiO ];
C-S-H - silicato de cálcio hidratado;
DRX - difração de raios X;
EDS - energy dispersive spectroscopy (espectroscopia de raios X por
energia dispersiva);
EPUSP - Escola Politécnica da Universidade de São Paulo;
F – Fe 2O3;
H – H 2O;
IPT - Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo S.A.;
MEV - microscopia eletrônica de varredura;
PCC - Departamento de Engenharia de Construção Civil da EPUSP;
PMT - Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais da EPUSP;
PVA - acetato de polivinila;
rel. a/c - Relação água-cimento em massa (x);
RILEM - Reunion Internationale des Laboratoires d'Essais et des
Recherches sur les Materiaux et les Constructions;
S – SiO 2;
_
6 - SO 3;
SAXS - small angle X-ray scattering (espalhamento de raios X de baixo
ângulo);
SEI - secondary electrons image (imagem de elétrons secundários);
Sinduscon/SP - Sindicato da Industria da Construção Civil de Grandes
Estruturas no Estado de São Paulo.
/LVWD�GH�VtPERORV
S1 - camada secundária externa da fibra;
S2 - camada secundária intermediaria da fibra;
S3 - camada secundária interna da fibra;
θ - ângulo das microfibrilas com Relação ao eixo longitudinal da célula
de fibra vegetal;
At - aluminato tetracálcico hidratado;
Ca - calcita (carbonato de cálcio);
Et - etringita (trissulfoaluminato de cálcio hidratado);
Fe - ferrita não hidratada (ferroaluminato tetracálcico);
Hg - hidrogranada (silicoferroaluminato de cálcio hidratado);
Mc - monocarboaluminato de cálcio;
Ms - monossulfoaluminato de cálcio;
Ni - composto não identificado;
Pt - portlandita (hidróxido de cálcio);
Sc - silicatos de cálcio não hidratados;
Sh - silicatos de cálcio hidratados;
_
O - comprimento médio da fibra;
_
G - diâmetro médio da fibra;
Sn-1 – desvio-padrão do comprimento ou do diâmetro da fibra;
γ - massa específica no estado recém-misturado;
IC - índice de consistência no estado recém-misturado;
A - massa seca em estufa;
B - massa saturada após imersão;
C - massa saturada após imersão e fervura;
D - massa saturada após imersão obtida em balança hidrostática;
Ft - Resistência à tração na flexão;
P - carga máxima atingida;
l - vão entre cutelos inferiores;
b - largura do corpo-de-prova;
e - espessura do corpo-de-prova;
R - energia específica;
E - energia total absorvida;
h - altura da superfície de fratura;
T - índice de tenacidade, em %;
E0 - energia absorvida na fase elástica da solicitação;
R0 - energia específica na fase elástica da solicitação;
Fv - Resistência ao cisalhamento;
u - perímetro da secção transversal da fibra;
l b - comprimento de ancoragem da fibra;
Ac - fibras de amianto crisotila;
Mv - fibras de malva;
Ss - fibras de sisal;
Cc - fibras de coco;
Pp - fibras de polipropileno;
α - nível de significância;
CV - coeficiente de variação;
x - Relação água-cimento em massa.
��,1752'8d2
O conhecimento da microestrutura, paralelamente ao do comportamento
mecânico, tem a finalidade de fornecer subsídios aos projetos de materiais
de construção, para que eles atinjam o melhor desempenho possível em suas
diferentes aplicações. Assim, a partir de modelos teóricos, têm sido
criados novos materiais e superadas as deficiências daqueles já existentes,
com o objetivo de atender às grandes pressões sociais e econômicas do setor
habitacional brasileiro.
O custo dos materiais de construção tradicionais e bastante elevado, o que
dificulta o seu uso por populações mais pobres. São se explica pelo alto
gasto com energia e transporte e pela tendência de formação de oligopólios
na produção de materiais básicos. E o caso do cimento que, em moeda
americana, teve aumento de 75% em um ano e chegou a US$ 140 por tonelada em
maio de 1992, segundo o Sindicato da Industria da Construção Civil de
Grandes Estruturas no Estado de São Paulo (Sinduscon/SP). Como resposta a
esses problemas, merecem destaque alguns materiais alternativos, como
aqueles obtidos a partir de resíduos de outras atividades industriais.
A população brasileira tem crescimento vegetativo de, aproximadamente, 2%
ao ano, alem de sofrer intenso êxodo rural, com mais de 65% dessa população
alocada nos centros urbanos. Como consequência desse quadro, estimativa do
governo federal, feita em 1991, apontou o déficit habitacional brasileiro
como da ordem de 12 milhões de residenciais. Logo, e muito importante o
desenvolvimento de processos mais baratos e regionalizados para a produção
de habitações, bem como a criação de tecnologias alternativas, que auxiliem
a economia de energia, o uso racional de recursos naturais e a menor
agresSão ao meio ambiente (AGOPYAN, 1988 e SWAMY, 1990).
A Ciência dos Materiais, bastante utilizada nas áreas de Engenharia
Química, Mecânica e Metalúrgica, teve grande desenvolvimento nos últimos
cinqüenta anos e foi responsável, entre outras conquistas, pela obtenção de
produtos cerâmicos especiais, máquinas sofisticadas e ligas metálicas com
propriedades especificas (AGOPYAN, 1982).
Esse avanço cientifico também esta sendo bastante empregado para que haja
melhor entendimento dos materiais de construção, com o objetivo de
incrementar seu desempenho e vida útil, a partir da modificação de sua
estrutura. Prova disso São os estudos sobre concretos de alta resistência,
que têm sido direcionados para interpretação da microestrutura das suas
fases e interface entre elas (SCRIVENER, 1989).
Outro exemplo importante de materiais de construção polifásicos são as
matrizes frágeis reforçadas com fibras, que recebem, aqui, a denominação de
compósitos e em cujo âmbito esta inserida a presente pesquisa. As matrizes
são compostas de aglomerantes minerais e de agregados, que dão origem a
concretos, argamassas ou pastas, conforme as necessidades de uso. As fibras
para reforço podem ser naturais, como as vegetais e de amianto, ou
artificiais, como as fibras plásticas, de aço e de vidro.
As matrizes mais utilizadas são aquelas à base de cimento Portland, em
decorrência de sua maior resistência mecânica e durabilidade. As fibras,
geralmente empregadas em pequenas porcentagens em volume, São curtas e se
distribuem aleatoriamente na matriz. Esse reforço, que pode ser bi ou
tridimensional, deve resistir a solicitações estáticas ou dinâmicas, porem
não substitui a armadura convencional, que tem de resistir aos esforços em
certa direção e em região especifica da peca estrutural.
Entre os materiais desenvolvidos recentemente, diversos compósitos fibrosos
se destacam por seu desempenho mecânico satisfatório, e alguns deles já São
aplicados com freqüência na construção civil. Em nosso país, ha o exemplo
do cimento-amianto, com participação expressiva no mercado de coberturas.
As principais finalidades de se reforçar a matriz frágil com fibras São o
aumento das resistências q tração e ao impacto, a maior capacidade de
absorção de energia e a possibilidade de uso no estagio pós-fissurado. O
tipo, a distribuição, a relação comprimento-diâmetro e a durabilidade da
fibra, assim como o seu grau de aderência com a matriz, determinam o
comportamento mecânico do compósito e o desempenho do componente fabricado
(BARTOS, 1981, GRAY; JOHNSTON, 1987 e BENTUR, 1989).
AGOPYAN (1986) destacou que as fibras artificiais São de obtenção cara em
nosso país e representam parcela elevada do custo final do componente
produzido, apesar dos pequenos teores utilizados (geralmente inferiores a
10% em volume).
Recentemente, foi implantado projeto de pesquisa no Departamento de
Engenharia de Construção Civil da Escola Politécnica da Universidade de São
Paulo (PCC/EPUSP), com o objetivo de tornar viável, economicamente, a
produção de gesso reforçado com fibras de vidro comum, apesar de estas
ultimas chegarem a representar 25% do custo total.
Entre os diversos tipos de fibra, as vegetais têm sido muito estudadas,
principalmente para reforço de componentes para construções de interesse
social, em virtude do seu baixo custo, ao serem empregadas na própria
região de origem, ou como rejeitos de outras aplicações. Por outro lado, o
desempenho delas em matrizes frágeis tem sido insatisfatório, por
necessitarem aumento de aderência com a matriz e melhoria da durabilidade
em presença de meio alcalino e de umidade.
O estudo da estrutura da interface fibra-matriz tem importante papel no
desenvolvimento dos compósitos fibrosos, para que o seu comportamento
mecânico se torne ótimo. Para isso, conforme SWAMY (1990), e necessário que
tais investigações não sejam isoladas de dificuldades praticas e
implicações econômicas presentes no dia-a-dia da construção civil. No
entanto, ainda são poucos os estudos atuais que se atêm à microestrutura
dos materiais reforçados com fibras vegetais. No INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON
VEGETABLE PLANTS AND THEIR FIBRES..., 2. (1990), realizado em Salvador, não
foi apresentado nenhum trabalho sobre esse assunto e, já no INTERNATIONAL
SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4. (1992), apenas três
trabalhos, descritos no item 3.5.3, dedicaram-se ao tema.
���� $SUHVHQWDomR
A presente pesquisa estuda a pasta de cimento Portland reforçada com fibras
de polipropileno, de amianto crisotila ou vegetais. São propostas
explicações para as principais propriedades mecânicas dos compósitos, a
partir das características de sua microestrutura. Obtém-se, desse modo, a
resposta para a influência causada pelo tipo de fibra, pela idade de
hidratação e pela relação água-cimento e como esses fatores devem ser
corretamente definidos, para uma escolha racional do compósito a ser
empregado na prática.
A microscopia eletrônica de varredura (MEV), com imagem de elétrons
secundários ( VHFRQGDU\� HOHFWURQV� LPDJH - SEI) ou imagem de elétrons
retroespalhados ( EDFNVFDWWHULQJ� HOHFWURQV� LPDJH� - BSEI), contribui para a
análise morfológica do material. A espectroscopia de raios X por energia
dispersiva ( HQHUJ\� GLVSHUVLYH� VSHFWURVFRS\ - EDS) identifica
semiquantitativamente os elementos químicos. Com os ensaios acima, estuda-
se a zona de transição entre fibras dos diversos tipos e matriz. A zona ou
aureola de transição e a região da pasta de cimento próxima à fibra, com
espessura que varia de 10 µm a 100 µm, e que apresenta propriedades
diferenciadas do restante da matriz (MINDESS et al., 1986).
Este trabalho propõe, pela primeira vez, o uso de imagem de elétrons
retroespalhados para análise de compósitos fibrosos, uma vez que os
resultados parecem bastante vantajosos, com relação aos obtidos com imagem
de elétrons secundários. E caracterizada, com maior atenção, a zona de
transição em compósitos com fibras vegetais: malva, sisal e côco, visto que
as propriedades físicas e mecânicas dessas fibras, bem como a sua
composição química, determinam comportamento diferente das demais, no
reforço de matriz frágil de pasta de cimento.
Com esse objetivo, empregaram-se técnicas apropriadas para o preparo de
corpos-de-prova com superfície polida, submetidos a análise por imagem de
elétrons retroespalhados, a fim de que fossem evitadas distorções
freqüentes na interpretação de micrografias de superfície fraturada, visto
que o plano preferencial de fratura atravessa as regiões menos resistentes
do compósito (BENTUR et al., 1985b).
Outra contribuição relevante desta pesquisa reside na realização de cinco
diferentes tipos de ensaios mecânicos para a análise de compósitos com
matriz de pasta de cimento. Alguns desses ensaios foram inovados com o
propósito de melhor traduzir para a escala macroscópica os efeitos da
porosidade e da composição da zona de transição.
A grande quantidade de resultados obtidos (quase mil corpos-de-prova
rompidos) permite a comparação entre os diversos ensaios, assim como a
análise da sensibilidade de cada um deles, para medida das propriedades
mecânicas das pastas reforçadas com fibras.
����2EMHWLYRV
Este estudo tem por objetivo básico a análise da zona de transição fibra-
matriz de compósitos com fibras vegetais (malva, sisal e côco), em
comparação com fibras comerciais (amianto crisotila e polipropileno), para
correlacionar o comportamento dessa zona de transição com as propriedades
mecânicas do material. Para que esse propósito fosse atingido, fixaram-se
também os seguintes objetivos específicos:
a) utilizar técnicas de análise microestrutural e avaliar seu desempenho,
para estudo dos materiais fibrosos;
b) caracterizar a zona de transição, por intermédio de observação da
porosidade e da concentração de determinados produtos de hidratação do
cimento Portland, próximo à superfície das fibras que estão imersas na
matriz;
c) adaptar e desenvolver ensaios mecânicos para avaliação, direta ou
indireta, da aderência entre fibras e matriz frágil e analisar
comparativamente a potencialidade desses ensaios;
d) comparar as principais propriedades macro e microestruturais dos
compósitos fibrosos com o tipo de fibra empregado, com a relação água-
cimento da pasta e com a idade de hidratação;
e) correlacionar as características mais importantes da zona de transição
com as propriedades mecânicas dos compósitos, como proposta de melhorar o
desempenho do material, a partir da sua microestrutura.
E ainda importante destacar que as fibras vegetais recebem atenção especial
ao longo de todo o trabalho, em consequência de sua grande potencialidade
de uso em nosso país, apesar dos poucos resultados positivos conseguidos
até o momento para o reforço de matrizes frágeis. As fibras de
polipropileno e de amianto servem como referenciais para comparações entre
as características da microestrutura, propriedades mecânicas e durabilidade
dos diferentes compósitos.
A metodologia do trabalho experimental, por sua vez, propõe os
procedimentos mais simples possíveis para a produção do compósito, a fim de
serem garantidos custos baixos, quando da implantação de uma linha
industrial de fabricação. Essa meta está em consonância com os objetivos da
linha de pesquisa sobre materiais reforçados com fibras, ora em
desenvolvimento no Departamento de Engenharia de Construção Civil (PCC) da
EPUSP.
����-XVWLILFDWLYDV
Os materiais reforçados com fibras para construção civil se apresentam, de
um lado, como alternativa para produção de componentes de custo baixo, por
meio de economia de energia e aproveitamento de resíduos de outras
atividades, como e o caso típico dos compósitos à base de cimento com
fibras vegetais; por outro lado, o desempenho mecânico insatisfatório e a
perda de estabilidade nas idades mais avançadas constituem desafio a ser
superado, antes que se dê início à sua produção em larga escala. A resposta
para esses problemas, sem duvida, inclui o estudo da microestrutura dos
compósitos fibrosos, dai a importância de se procurar entender como a zona
de transição entre fibra e matriz se correlaciona com o desempenho
macroestrutural desses materiais.
Muitos pesquisadores (MINDESS et al., 1986, WEI et al., 1986 e ZHANG;
GJoRV, 1990) têm proposto que a presença de barras de aço, de agregados e
de fibras impermeáveis, imersos na pasta de cimento, cria o efeito parede,
ou seja, a formação de película de água na interface. Essa constatação e
usada para explicar a maior porosidade e a concentração de cristais de
portlandita (hidróxido de cálcio) e de etringita (trissulfoaluminato de
cálcio hidratado) próximo à interface, o que define a zona de transição,
dotada de características diferentes do restante da matriz.
E provável, no entanto, que a zona de transição possa ser originada em
situações de interface diferentes daquelas até agora estudadas para fibras
impermeáveis, o que leva à alteração da porosidade e da concentração de
produtos hidratados. E questionável, igualmente, se os critérios propostos
para mensuração da zona de transição, com base na orientação de cristais de
portlandita, por exemplo, como sugerido por MONTEIRO (1985) para interface
com agregado, São validos para compósitos fibrosos. Desse modo, pode-se
justificar o presente estudo da zona de transição, que, embora já
caracterizada por outros pesquisadores, ainda e pouco conhecida em
determinados compósitos, como as matrizes de cimento reforçadas com fibras
vegetais.
Para se determinarem as principais características da zona de transição em
compostos fibrosos, São empregadas nesta pesquisa: (i) fibras de malva,
sisal e côco, obtidas, respectivamente, do caule, folha e fruto dos
vegetais; (ii) fibras minerais de amianto crisotila e (iii) fibras
plásticas de polipropileno sem cargas, apenas com as adições requeridas
pelo processo de obtenção das fibras.
As fibras de malva, sisal e coôco foram as escolhidas, em virtude de sua
maior disponibilidade e, também, por fazerem parte de outros estudos em
andamento na EPUSP (JOHN et al., 1990 e OLIVEIRA; AGOPYAN, 1992).
A escolha das fibras de amianto crisotila e de polipropileno se deve ao
fato de apresentarem, para a produção de compósitos, aplicação similar às
vegetais e, também, por serem disponíveis comercialmente. Além disso,
outros pesquisadores (BENTUR et al., 1989b e CURRIE; GARDINER, 1989) já
realizaram estudos de caracterização da zona de transição em compósitos com
fibras de polipropileno, o que permite a comparação de resultados, para que
se ateste a confiabilidade do presente experimento.
A matriz escolhida e a de pasta de cimento Portland comum, sem qualquer
adição, inclusive de material carbonático. Os agregados também não estão
sendo utilizados, para se evitar interferência da zona de transição entre
eles e a matriz sobre as propriedades do conjunto (MONTEIRO et al., 1985a).
As adições São igualmente indesejáveis por mascararem os resultados das
análises por espectroscopia de raios X por energia dispersiva (EDS), uma
das técnicas a serem empregadas no estudo.
E importante salientar que o envolvimento de grande número de variáveis,
como o tratamento de fibras e a composição de diversos aglomerantes,
poderia dificultar, e muito, a obtenção de conclusões estatisticamente
confiáveis, em vista do nível de abrangência do presente trabalho
experimental.
A relação água-cimento e alterada para se observar a sua influência sobre a
zona de transição. Segundo estudo realizado por GRAY; JOHNSTON (1984), a
relação água-cimento altera a resistência ao cisalhamento da interface
fibra-matriz e, no presente trabalho, pretende-se justificar esse fenômeno
por meio do comportamento da zona de transição.
A idade do compósito também deve ser levada em conta, por influenciar a
porosidade e os produtos de hidratação que se formam na interface. Para as
idades mais avançadas, também e importante a análise da degradação das
fibras vegetais e sua relação com a presença de portlandita.
O estudo microestrutural da zona de transição pode contribuir, igualmente,
para a caracterização da aderência na região de interface, ponto-chave do
funcionamento de diversos modelos matemáticos para previSão das
propriedades mecânicas do compósito, elaborados a partir da teoria de
AVESTON et al. (1971) e AVESTON et al. (1974).
São propostos vários ensaios mecânicos para determinação das propriedades
da matriz sem fibras, com fibras distribuídas aleatoriamente e com fibras
alinhadas. São eles: tração direta, tração na flexão, tração por
fendilhamento e arrancamento de fibras. São pesquisados ensaios que melhor
avaliem o desempenho do compósito tracionado, principalmente no estagio de
pós-fissuração, onde a ductilidade e considerada a propriedade mais
importante.
BENTUR; DIAMOND (1985) estudaram a fissuração em compósitos com fibras de
aço e concluíram que ocorre mudança na direção da fissura, que, ao evoluir,
passa a atravessar a zona de transição paralelamente à fibra. Os ensaios de
tração por fendilhamento, desenvolvidos no presente estudo, inspiram-se
nesse modelo, pois a fissura, ao progredir, atravessa a zona de transição
existente entre fibras e matriz e acaba por influenciar o desempenho
mecânico do compósito.
A análise da zona de transição emprega microscopia eletrônica de varredura
(MEV) com a imagem de elétrons secundários e com a de elétrons
retroespalhados. Esta última foi bem explorada por SCRIVENER; BENTUR (1988)
e apresenta a vantagem de formar a imagem de contrastes entre diversos tons
de cinza, de modo que tonalidades mais claras se associam a compostos mais
densos e vice-versa.
Outra peculiaridade da imagem de elétrons retroespalhados esta em se
realizar a análise em superfície plana e polida do compósito, sem a
influência de planos preferenciais de fratura nas superfícies em
observação. No presente experimento, onde se pretende analisar a
concentração de poros e de determinados produtos de hidratação do cimento
nas proximidades das fibras, esse tipo de exame se apresenta bastante
promissor.
A análise por espectroscopia de raios X por energia dispersiva (EDS) e
também utilizada neste estudo para identificar os elementos químicos
presentes na zona de transição. A partir de observações feitas para vários
elementos, pode-se inferir sobre a composição química provável dos
compostos hidratados. MAJUMDAR (1974) foi um dos precursores no emprego de
EDS para comprovar o acumulo de portlandita na zona de transição em
compósitos fibrosos.
Por fim, os resultados dos ensaios de microscopia, considerados
representativos dos compósitos analisados, são utilizados como suporte das
conclusões da presente tese, para justificar o comportamento
macroestrutural dos materiais em estudo, e para propor diretrizes a
pesquisas futuras, com o objetivo de tornar ótimo o seu desempenho.
����&RQWH~GR
O capítulo 2º discorre sobre a avaliação direta e indireta da aderência
entre fibras e matrizes frágeis. Traz, também, estudos sobre durabilidade
de compósitos à base de cimento, com fibras de amianto, polipropileno e
vegetais, por serem de interesse para o presente trabalho.
Em seguida, no capitulo 3º, São apresentadas as principais características
da estrutura das fibras e da pasta de cimento e um relato dos estudos mais
importantes sobre a zona de transição entre fases de materiais compostos
não fibrosos, aplicados q construção civil. E apresentado, então, um breve
histórico sobre a evolução das pesquisas sobre a zona de transição nos
compostos com fibras, destacando-se o estagio atual de conhecimento no
âmbito dos compósitos de interesse especifico desta pesquisa.
A caracterização dos materiais empregados e dos compósitos produzidos e os
procedimentos laboratoriais utilizados na preparação dos corpos-de-prova
para os diversos ensaios estão no capitulo 4º.
Como continuação do trabalho experimental, tem-se, no capitulo 5Ä, os
procedimentos de execução dos ensaios mecânicos e microestruturais para
matrizes sem fibras e compósitos.
O capitulo 6º traz os resultados dos ensaios mecânicos e alguns comentários
sobre a eficiência desses experimentos, da forma como foram realizados.
O capitulo 7º apresenta os resultados dos ensaios de microscopia eletrônica
de varredura (MEV) e das análises por espectroscopia de raios X por energia
dispersiva (EDS), com os comentários pertinentes.
Por último, no capitulo 8º, são sintetizadas as inter-relações entre as
características da zona de transição e as propriedades mecânicas dos
compósitos. São apresentadas propostas para o prosseguimento dos estudos e
as conclusões finais.
��$'(5Ç1&,$�),%5$�0$75,=�(�'85$%,/,'$'(�'26�&203Ï6,726
Este capítulo analisa os principais experimentos já realizados por outros
pesquisadores para medida da aderência entre fibras e matrizes frágeis e
para estudo da durabilidade dos compósitos. Tem-se, com isso, o objetivo de
orientar os ensaios realizados na presente pesquisa, no que se refere à
metodologia e à interpretação de resultados. Além disso, aderência e
durabilidade são aspectos de grande importância para que sejam garantidas
perspectivas reais de uso dos materiais reforçados com fibras.
As fibras de baixo modulo de elasticidade são incorporadas aos materiais à
base de cimento, com o objetivo de aumentar a durabilidade do compósito no
estagio de pós-fissuração, o que faz do aumento de resistência um efeito
secundário.
Para os casos em que o arrancamento da fibra predomina sobre a sua ruptura,
tem-se a aderência fibra-matriz como o principal fator de influência sobre
a tenacidade do compósito.
A durabilidade (capacidade do material de manter suas principais
características, sob determinadas condições de exposição) e de grande
interesse para o estudo de compósitos com fibras vegetais.
As fibras de amianto, polipropileno, malva, sisal e coco foram as
escolhidas para o presente trabalho experimental, por apresentarem grande
potencialidade, em nosso pais, e por possibilitarem a produção de
componentes em que a ductilidade e fundamental.
Nesta pesquisa, foram produzidos compósitos com fibras curtas, distribuÍdas
aleatoriamente na pasta de cimento Portland, com o objetivo de se
reproduzir o comportamento real das fibras na maior parte das aplicações
praticas.
Também foram empregadas fibras longas e discretas, para medida da aderência
com a matriz, nos ensaios em que se pretende simular o comportamento
individual das fibras.
As fibras e compósitos estão melhor caracterizados no capitulo 4º, e a
metodologia dos ensaios realizados nesta pesquisa seguem no capitulo 5º.
����$YDOLDomR�PHFkQLFD�GD�DGHUrQFLD�ILEUD�PDWUL]
A resistência ao cisalhamento em interfaces com matriz de cimento e medida
por meio de diversos ensaios desenvolvidos especialmente para esse fim.
Sabe-se que a determinação da aderência e fator importante na correlação
entre a transferência de esforços na junta fibra-matriz e as propriedades
mecânicas do compósito. Com o objetivo de melhor identificar esse
comportamento, diversos modelos de mecânica de fratura foram propostos, com
destaque para os de autoria dos seguintes pesquisadores: MORRISSEY et al.
1985), FOOTE et al. (1987), GOPALARATNAM; SHAH (1987), NAMMUR; NAAMAN
(1989) e SAID; MANDEL (1989).
Ha ensaios de arrancamento e outros para compósitos com grande numero de
fibras (estes, com espaçamento e orientação reais). Os primeiros
possibilitam a observação direta da aderência fibra-matriz, e os últimos
tdm a vantagem de fornecer a influência da aderência da fibra
sobre as propriedades do compósito, alem de serem de mais fácil execução
(BARTOS, 1981).
Durante o carregamento do material, a tensão de aparecimento da
primeira fissura costuma aumentar com a aderência e, ainda, com a relação
comprimento -diamêtro e concentração de fibras (GRAY, 1984). Como
conseqüência, obtem-se o acréscimo da resistência q tração na fase elástica
de solicitação e, geralmente, a redução da ductilidade, a partir do
momento em que o escorregamento da fibra e substituído pela sua ruptura, já
no estagio de pós-fissuração. Como se percebe, os ensaios a serem
empregados devem auxiliar a escolha da situação ótima, em que se
compatibilizam tenacidades elevadas e resistências aceitáveis.
A maior aderência fibra-matriz, por sua vez, e conseguida por meio do
melhor desempenho da interface, como foi proposto por MORRISON et al.
(1988). A redução da porosidade e da concentração de portlandita são
expostos por MASSAZZA; COSTA (1986) como os principais indicadores
para modificação da zona de transição.
Sabe-se, também, que o emprego de fibras de perfil irregular chega a
conferir acréscimos de ate 10% para a resistência q tração do compósito, ao
ser comparada à resistência obtida com fibras retas e lisas. Esses
resultados foram expostos por BENTUR et al. (1985c) em seus experimentos
com fibras de aço. Efeitos semelhantes foram obtidos com as fibras do
presente estudo, quer seja pela fibrilação, no caso das fibras de amianto,
quer pela variação do diâmetro ao longo do comprimento, para as fibras
vegetais (item 4.2.2).
É importante salientar, também, que as fibras não são as únicas
responsáveis pelo melhor desempenho dos compósitos. Aumentos na
resistência q tração, deformação especifica e ductilidade podem ser
alcançados por meio de proporcionamento adequado de agregados (no caso
de concretos e argamassas) e da relação água-cimento, a fim de aumentar a
resistência de aderência na zona de transição.
Com o teor de fibras mantido constante, conseguem-se aumentos da ordem de
20% para a resistência à tração do compósito, graças ao desempenho ótimo da
matriz (GRAY; JOHNSTON, 1987).
A seguir, são discutidos alguns dos principais ensaios de tração, direta e
indireta, e de arrancamento de fibras como opções de medida do desempenho
mecânico dos materiais reforçados com fibras.
������7UDomR�GLUHWD
Esta forma de solicitação tem sido pesquisada em compósitos com fibras
dispostas aleatoriamente, no interior da matriz, com determinado teor em
volume; para isso, são empregados corpos-de-prova cujo formato evita o
acúmulo de tensões durante a sua solicitação. Podem ser citados os
seguintes experimentos com materiais compostos q base de cimento, usando
corpos-de-prova em forma de "I": (i) de DAS GUPTA et al. (1978), com fibras
de coco; (ii) de AKERS; GARRETT (1983b), com fibras de amianto, e (iii) de
AKIHAMA et al. (1986), com fibras de carbono. Como resultado dos ensaios,
obtem-se o gráfico de tensão x deformação especifica, tanto na fase
elástica do carregamento, quanto apos a fissuração do material, o que
constitui medida indireta da aderência fibra-matriz.
BAGGOTT; GANDHI (1981) propuseram ensaios de tração direta, em corpos-de-
prova prismáticos, para matriz de pasta de cimento reforçada com mono
filamentos de polipropileno alinhados na direção dos esforços. Observou-se
a fissuração múltipla dos compósitos e correlacionou-se o menor
espaçamento médio entre fissuras com a maior aderência fibra-matriz, o que
parece valido, inclusive, para medida da tenacidade do material. No
entanto, ha que se garantir o ajuste perfeito entre as extremidades do
corpo-de-prova e as garras da prensa de ensaio, fundamental para a
confiabilidade do ensaio.
Em outro estudo sobre fissuração dos materiais, HANNANT et al. (1983)
propuseram a aplicação da teoria de Griffith, segundo a qual as fissuras
tem inicio em falhas do compósito e são limitadas, em seu crescimento,
pela presença das fibras. A partir do estágio em que essas fissuras começam
a se juntar, a soma de seus efeitos exerce influência sobre a tenacidade,
em decorrência das grandes deformações sofridas pelo material. Tem-se,
nesse caso, justificativa para o aumento de ductilidade conferido pelas
fibras, uma vez que elas são responsáveis pela incorporação de vazios e
descontinuidades que aumentam a energia absorvida durante a fissuração e,
ao mesmo tempo, limitam a sua propagação.
������7UDomR�LQGLUHWD
Ensaios de tração na flexão são de uso consagrado para analise de
desempenho mecânico de compósitos fibrosos e requerem cuidado especial na
definição das dimensões do corpo-de-prova, de acordo com o recomendado pela
REUNION INTERNATIONALE DES LABORATOIRES D'ESSAIS ET DES RECHERCHES SUR LES
MATERIAUX ET LES CONSTRUCTIONS (RILEM) 1984, para que não haja efeito
significativo da mudança de posição da linha neutra das solicitações no
decorrer do estagio pós- fissurado. Podem ser empregados dispositivos de
três cutelos (DARDARE, 1975) ou de quatro cutelos (SWAMY, 1980 e JORILLO;
SHIMIZU, 1992), sendo este ultimo mais indicado por não restringir a
ruptura do material a uma linha predeterminada.
LAWS; WALTON (1978) estudaram a resistência q tração obtida a partir de
ensaio de flexão e concluíram que os valores encontrados são maiores que
aqueles dos ensaios de tração direta. Isso se justifica pelo modelo
adotado para distribuição de esforços, que considera diagrama triangular
de tensões e módulos de elasticidade iguais, na fase elástica de
carregamento, tanto para tração como para compressão.
Como resultado dos ensaios de tração na flexão, BALAGURU; SHAH (1992)
destacaram a importância do índice de tenacidade que correlaciona a
energia total, absorvida pelo compósito, com aquela relativa ao regime
elástico. Nesse caso, pode-se assumir a deformação como: (i) de flexão do
ponto central do corpo-de-prova com relação a um ponto fixo; (ii) de flexão
do ponto central com relação aos suportes de apoio ou (iii) deslocamento do
prato de aplicação de carga da prensa. Este ultimo processo foi o adotado
na presente pesquisa, para a obtenção dos gráficos de carregamento x
deformação; tal procedimento costuma dar origem a valores de tenacidade
superiores aos de (i) e (ii).MINDESS; DIAMOND (1980) indicaram ensaio de
tração indireta, denominado compact tension test, com carga aplicada por
uma cunha. O corpo-de-prova possui entalhe que serve como guia para a
evolução da fissura, que pode ser observada, q medida do seu
desenvolvimento, no interior do microscópio eletrônico de varredura (MEV),
seguindo-se o dispositivo proposto pelos autores.
Outros pesquisadores propuseram ensaios de tração indireta, com o objetivo
principal de se determinar a energia absorvida pelo compósito, inclusive
apos sua fissuração. Devem ser citados como exemplos os experimentos de
WECHARATANA; SHAH (1982), para argamassas e concretos reforçados com fibras
de aço, e o de MAI; HAKEEM (1984), para argamassas com fibras de celulose.
No item 5.1.3, segue o ensaio de tração por fendilhamento, desenvolvido
nesta pesquisa, de concepção similar.
������$UUDQFDPHQWR�GH�ILEUDV
Diversos modelos de arrancamento de fibras têm sido propostos para estudo
da aderência fibra-matriz:
D� com o emprego de uma única fibra (SOROUSHIAN; BAYASI, 1987), que
apresentam maior facilidade de execução e, também, maior confiabilidade dos
resultados;
E� usando-se diversas fibras, solicitadas simultaneamente (GOKOZ; NAAMAN,
1981), e que podem fornecer a influência do espaçamento entre filamentos
sobre o mecanismo de ruptura do material.
A maior parte dos experimentos apresenta como resultado apenas o diagrama
de carregamento x deslocamento da fibra.
MANDEL et al. (1987) propuseram, como forma original de se medir a
tenacidade pelo ensaio de arrancamento de fibras, o uso de elementos
finitos para calculo da energia consumida por unidade de área de fissura.
MORRISSEY et al. (1985) estudaram o comprimento critico (comprimento acima
do qual as fibras rompem antes de escorregar) para fibras vegetais em
matriz de pasta de cimento. Concluíram que a resistência de aderência das
fibras não e proporcional ao comprimento de ancoragem e depende, sobretudo,
de pontos localizados onde a aderência e maior. Considera-se, assim,
comprimento critico não como aquele em que a tensão de atrito distribuída
uniformemente na superfície da fibra se iguala a sua resistência q ruptura,
mas sim como o comprimento em que se torna maior a probabilidade de
ocorrência de ancoragem localizada e de alta resistência ao cisalhamento.
Pode-se atribuir esse comportamento q descontinuidade da zona de transição
entre fibra e matriz, que apresenta variações quanto q constituição,
porosidade, espessura e, ainda, descolamentos ao longo do comprimento da
fibra.
Em estudos com fibras de polipropileno em matriz de cimento Portland,
CURRIE; GARDINER (1989) constataram que o caráter hidrófugo da superfície
de polipropileno contribui para a diminuição da aderência. Nesse estudo,
ensaios de arrancamento feitos com fibras de polipropileno fibriladas e
não fibriladas de secção irregular mostram que, para
comprimentos de ancoragem superiores a 20 mm, as fibras fibriladas exigem
carga de arrancamento maior, em virtude da sua maior área superficial. Para
ancoragens inferiores a 20 mm, o efeito da porosidade na superfície da
fibra parece preponderar, o que faz os resultados das fibras não fibriladas
um pouco melhores.
Em estudo com fibras de aço, NAAMAN; NAJM (1991) observaram que o
arrancamento e influenciado pelas características da matriz utilizada. A
presença de fibras distribuídas aleatoriamente em argamassa fez com que
as forcas de atrito fossem maiores durante o escorregamento da fibra
ensaiada.
Também a adição de látex q matriz significou grande aumento para o valor do
carregamento máximo resistido, em conseqüência da melhor aderência
conseguida.
Como comentário final, ha claros indícios de que a perfeita simetria que se
observa durante a aplicação de cargas, no ensaio de arrancamento de
fibras, não retrata o comportamento real do compósito, principalmente
apos a fissuração da matriz. Portanto, continua valida a advertência
feita por BARTOS (1981) em seu importante trabalho de revisão sobre ensaios
de arrancamento: a de que esse ensaio requer aprimoramentos para que seus
resultados sirvam como estimativas de resistência e de energia absorvida
pelo compósito.
��� 'XUDELOLGDGH�GRV��FRPSyVLWRV
O comportamento dos compósitos fibrosos, ao longo de sua vida útil, tem
sido objeto de muitas pesquisas atuais e foi o tema principal do
INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4. (1992).
Ha evidências de que as fibras sofrem alterações no seu desempenho mecânico
conjunto com a matriz, o que depende da idade do compósito e das condições
de exposição. A degradação dos compósitos pode ser estudada por
envelhecimento natural, mais confiável, ou por ensaios acelerados, cuja
vantagem e a de fornecerem resultados em menor intervalo de tempo.
Situações especiais de exposição dos compósitos requerem simulações
apropriadas e não são consideradas neste estudo.
A titulo de exemplo, podem ser citadas aplicações de concretos reforçados
com fibras de aço em contato com água do mar (MANGAT et al., 1989) ou com
lixo radioativo (DUBOIS; NOUGUIER, 1989).
As características das fibras e da matriz também exercem grande influência
sobre a durabilidade do compósito e, por isso, esse assunto e tratado com
mais detalhe nos itens 3.1 e 3.2, por meio de estudo das estruturas da
pasta de cimento e as das fibras empregadas neste experimento.
A seguir, são comentadas algumas pesquisas importantes sobre durabilidade
de compósitos q base de cimento, com fibras de amianto, polipropileno e
vegetais, por serem de interesse para o presente estudo.
�������FRPSyVLWRV�FRP�ILEUDV�GH�DPLDQWR
Matrizes q base de cimento reforçadas com fibras de amianto apresentam, nas
idades mais avançadas, tendência q ruptura frágil. Isso se deve q reação
continua entre o hidróxido de cálcio livre e a superfície da fibra, que
aumenta a aderência e, conseqüentemente, reduz a energia absorvida
durante o regime de pós-fissuração (MAI et al., 1980b).
OPOCZKY; PENTEK (1975) e AL-ADEEB; MATTI (1984) observaram a carbonatação
do hidróxido de cálcio oriundo da hidratação do cimento Portland,
depositado na superfície da fibra, e a do hidróxido de magnésio, que faz
parte da estrutura do amianto crisotila. Esse fenômeno depende da idade do
compósito e do acessão de gás carbônico ate a interface fibra-matriz, o
qual pode estar presente no ar atmosférico ou dissolvido em meio aquoso. A
presença de carbonatos, embora não cause por si só a redução da resistência
mecânica do material, pode favorecer a lixiviação e, conseqüentemente, o
aumento da sua permeabilidade.
�������FRPSyVLWRV�FRP�ILEUDV�GH�SROLSURSLOHQR
HANNANT (1983), em seu estudo sobre durabilidade de argamassa de cimento
reforçada com filme fibrilado de polipropileno, realizou ensaio de tração
direta em compósitos com até três anos de idade, expostos a duas
condições diferentes de exposição: (i) estação de envelhecimento
natural de Garston, Inglaterra, e (ii) cura ao ar em ambiente normal
interno. Aos três anos de idade, o aumento do modulo de elasticidade foi de
26%, para os corpos-de-prova submetidos à intempérie, e quase
desprezível para aqueles mantidos ao ar em ambiente interno. E possível
que o aumento do modulo, no primeiro caso, seja decorrente da maior
disponibilidade de água para hidratação da matriz, o que faz aumentar a
aderência com a fibra. Independentemente das condições de exposição, a
resistência q tração da fibra manteve-se inalterada.
Essa redução de ductilidade contribui para o aumento do volume critico de
fibras (porcentual mínimo necessário de fibras, para que elas consigam
resistir ao carregamento, apos a fissuração da matriz) ao longo do tempo, o
que deve ser previsto na fase de escolha do teor de fibras a ser empregado.
Como continuação do mesmo plano de pesquisa sobre argamassa reforçada com
polipropileno fibrilado, HANNANT (1989) fez ensaios de tração na flexão, em
compósitos com idade variando de 28 dias a 10 anos, sujeitos ao ar em
ambiente interno ou ao envelhecimento natural. Alguns corpos-de-prova foram
pré- fissurados, com o objetivo de detectar alguma influência diferenciada
das condições de exposição. Como resultado, observou-se aumento
significativo da resistência à tração na flexão com a idade dos
compósitos, independentemente de o corpo-de-prova estar ou não pré-
fissurado ou submetido à intempérie.
Apesar dos bons resultados obtidos em temperaturas ambientes, e
importante salientar o estudo de MAI et al.
(1980a) sobre a degradação por oxidação térmica de fibras de polipropileno,
utilizadas como reforço de argamassa de cimento. compósitos submetidos à
cura em autoclave (140 C) e à posterior secagem em estufa (116 C),
apresentaram perdas de resistência à tração e, principalmente, de
ductilidade.
�������&RPSyVLWRV�FRP�ILEUDV�YHJHWDLV
As fibras vegetais sofrem grande influência das intempéries e da
alcalinidade do meio a que estão expostas (RAMASWAMY et al., 1983). Fibras
de sisal e de coco chegam a apresentar ate 50% de perda de resistência q
tração, quando imersas em solução de hidróxido de cálcio (pH = 12), durante
28 dias (AGOPYAN, 1988). A água capilar, por ter alcalinidade elevada,
dissolve a lignina e a hemicelulose, elementos responsáveis pela aderência
entre fibrilas (GRAM, 1983).
A durabilidade do compósito com fibras vegetais, por sua vez, pode ser
analisada por meio de ensaios que levem em consideração o envelhecimento
natural ou acelerado do material, que podem apresentar resultados
bastante diversos, dependendo das condições adotadas. SOROUSHIAN; MARIKUNTE
(1992) testaram, por meio de 120 ciclos de umedecimento e secagem
acelerados, a durabilidade de argamassas reforçadas com fibras de
celulose.
Constataram a redução da tenacidade dos compósitos, provavelmente pela
"petrificação" das fibras, processo explicado no item 3.5.3. Sabe-se,
também, que a alternância entre molhagem e secagem e favorável à degradação
e posterior lixiviação da lignina, presente na estrutura das fibras
vegetais, o que pode reduzir ainda mais a atuação dessas fibras como
reforço no interior da matriz.
Em estudo comparativo entre (i) painéis de pasta de cimento reforçada com
fibras de coco, (ii) placas de madeira compensada e (iii) placas de madeira
aglomerada por resina, AGGARWAL (1992) empregou processos rigorosos de
envelhecimento acelerado por molhagem e secagem, sob temperaturas de ate
100 C. Concluiu que, em conseqüência dos bons resultados obtidos, painéis
de compósitos q base de cimento podem substituir com vantagem as placas de
madeira compensada ou aglomerada em folhas de portas, divisórias e forros
falsos.
Outra linha de estudos emprega o envelhecimento natural dos materiais e
depende das condições do local de exposição, a saber: índice pluviométrico,
temperaturas máxima e mínima, umidade relativa do ar e inalação diária. De
preferência, devem ser ensaiados os componentes do modo como são aplicados
na pratica, podendo ser destacados os trabalhos dos seguintes
pesquisadores:
D� GRAM (1988b) estudou o emprego de argamassa de cimento reforçada com
fibras de sisal, em componentes de cobertura.
Notou que as condições de exposição natural são muito mais agressivas na
Tanzânia que na Suécia, em virtude da temperatura e umidade elevadas que
ocorrem no primeiro caso. Outro fator considerado foi a carbonatação do
hidróxido de cálcio presente na matriz que, embora ajude a reduzir a
alcalinidade, e responsável pela retração e, conseqüentemente, pela
fissuração do material.
E� HUSSIN; ZAKARIA (1990) empregaram placas lisas e corrugadas de
pasta de cimento Portland reforçada com fibras de coco, expostas q
intempérie, na Malásia, por período de ate um ano. Ensaios mecânicos,
realizados após o envelhecimento dos componentes, demonstraram queda de ate
30% da resistência q tração na flexão e, para contornar esse problema, os
pesquisadores recomendaram o tratamento das fibras ou a substituição
parcial do cimento por pozolanas de alta reatividade.
F� AGOPYAN et al. (1990) realizaram a construção de um prototipo de
habitação, cujos painéis de vedação vertical foram feitos com matriz q base
de escoria de alto-forno, reforçada com fibras de coco. Essa construção
esta sendo ocupada por usuários de um conjunto habitacional do Municipio
de São Paulo desde 1989 e, segundo os pesquisadores responsáveis, seu
desempenho tem sido, ate o momento, satisfatório.
Como alternativas para se evitar a deterioração das fibras vegetais, em
conseqüência da alcalinidade ou da umidade do meio a que estão expostas,
existem diversos procedimentos de aplicação viável. O primeiro deles
consiste na substituição parcial ou total do cimento Portland por outros
aglomerantes alternativos, menos alcalinos. JOHN et
al. (1990) obtiveram bons resultados com aglomerante composto por mais de
80% de escoria de alto-forno, alem de cal hidratada e gipsita, e
demonstraram a viabilidade de argamassas q base de escoria reforçadas com
fibras de coco, para produção de painéis.
CHATVEERA; NIMITYONGSKUL (1992) também obtiveram aumento da durabilidade de
compósitos com fibras de sisal e matriz composta por 70% de cimento
Portland comum e 30% de cinzas de casca de arroz, em massa.
Outra linha de pesquisa propõe o tratamento das fibras vegetais como forma
de protegê-las da agressão do meio.
OLIVEIRA (1989) conseguiu melhoria da durabilidade de argamassa de cimento
reforçada com fibras de malva, nos casos em que essas fibras eram
previamente lavadas com detergente comum. GUIMARSES (1990) submeteu fibras
de sisal q impregnação com acetato de polivinila (PVA) e obteve
melhoria sensível do desempenho do compósito resultante, apos
envelhecimento acelerado.
Por ultimo, merece atenção o experimento de BENTUR; AKERS (1989a), com o
emprego de autoclave para tratamento de compósitos q base de cimento
reforçados com fibras de celulose. Tanto para a situação de envelhecimento
natural como acelerado, a deterioração foi considerada pequena, apesar da
carbonatação do material. Um aspecto indesejável foi a redução da
tenacidade e o aumento do modulo de elasticidade do compósito submetido a
esse tratamento. Resultados semelhantes foram obtidos por AKERS; STUDINKA
(1989) e por PIRIE et al. (1990).
����&RPHQWiULRV
A avaliação do comportamento mecânico dos compósitos, apresentada neste
capitulo, serviu de base para definição dos experimentos adotados na
presente pesquisa. Algumas adaptações foram necessárias (itens 5.1 e 5.3),
em decorrência de a matriz empregada ter sido de pasta de cimento Portland,
relativamente menos estudada que argamassa e concreto. Ficou clara a
necessidade do desenvolvimento de ensaios para medida da tenacidade, no
regime de pós- fissuração, como também para analise da aderência fibra-
matriz, principalmente para compósitos reforçados com fibras de baixo
modulo de elasticidade.
O estudo da durabilidade, por sua vez, orientou a interpretação dos
resultados daqueles ensaios mecânicos e de análise micro estrutural,
realizados com 90 e 180 dias de idade. Não foram empregados tratamentos
para a fibra e nem adições para a matriz, pois a presente pesquisa tem por
objetivo caracterizar o compósito e, mais especificamente, a zona de
transição fibra-matriz. O aprimoramento do material devera ser objeto de
pesquisas futuras, inclusive com a consideração do tipo de uso a que será
submetido.
Como conclusão do presente capitulo, a partir dos trabalhos analisados,
nota-se a modificação das propriedades mecânicas dos compósitos, ao
longo do tempo, com ou sem alteração das fibras. Segundo afirmou BENTUR
(1989), a zona de transição fibra-matriz sofre alterações em sua
porosidade e espessura, em decorrência da idade e condições externas de
exposição, e isso contribui para a modificação do comportamento
macroscópico do material. A influência da zona de transição sobre o
desempenho dos compósitos esta mais bem especificada no item 3.5.
3 MICROESTRUTURA DE COMPOSITOS À BASE DE CIMENTO
A análise microestrutural e usada para explicar as principais propriedades
dos materiais polifásicos, a partir de sua estrutura. Possíveis
descontinuidades, dentro de uma fase ou entre fases, tais como poros ou
fissuras, interferem no comportamento mecânico e na durabilidade do
material. E o caso dos compósitos fibrosos, por exemplo, em que o aumento
da aderência interfacial pode reverter-se em ganho para a resistência
mecânica, para a durabilidade e, dentro de certos limites, para a
ductilidade.
Entretanto, quantificar a participação da zona de transição nas
propriedades dos compósitos e difícil, pois depende de características dos
materiais envolvidos como, por exemplo, o tipo de fibra. Além disso, muitas
técnicas empregadas para tornar ótima a interface acabam por melhorar o
desempenho da matriz como um todo, como ocorre com a moldagem sob pressão
em compósitos fibrosos.
Neste capítulo, são apresentadas as principais características da estrutura
da pasta de cimento Portland e das fibras de amianto crisotila,
polipropileno e vegetais, por serem de interesse para esta pesquisa. Em
seguida, analisa-se a zona de transição entre fases de compósitos à base de
cimento, com destaque para aqueles reforçados com fibras e apresenta-se um
breve histórico da evolução dos estudos sobre a interface fibra-matriz.
3.1 Características principais da estrutura das fibras
As estruturas das fibras de amianto, de polipropileno e vegetais são
analisadas, pelo fato de serem determinantes de propriedades importantes da
zona de transição, como porosidade e acúmulo de portlandita, em compósitos
à base de cimento. E dado destaque especial para as fibras vegetais, que
são de grande interesse para a presente pesquisa.
Nota-se, igualmente, o efeito da estrutura das fibras sobre suas
características físicas e mecânicas e sobre sua durabilidade, quando
expostas a agentes agressivos. A caracterização das fibras usadas neste
trabalho esta no item 4.2.2.
3.1.1 Fibras de amianto crisotila
São fibras de origem mineral e de composição media dada pela formula de
óxidos 3MgO.2SiO2.2H2O. Essas fibras são flexíveis, de coloração clara, e
seu diâmetro varia, em media, de 0,1 µm a 1 µm (FERRANTINI, 1987). Fator
importante na aderência com matrizes à base de cimento, sua área
superficial depende do grau de desfibramento a que são submetidas.
Entre as variedades de amianto enumeradas por KELLY (1989), a crisotila
figura no grupo das serpentinas, em razão das características de sua
estrutura cristalina. Cada fibra e composta por milhares de fibrilas
tubulares, de formula Mg3Si2O5(OH)4, solidamente aglomeradas por matriz de
silicato de magnésio. Essas fibrilas, por sua vez, são constituídas por
camadas de silicato e de hidróxido de magnésio, que se enrolam e formam
cilindros concêntricos ou espirais. No caso de serem ocas, as regipes
centrais das fibrilas podem estar preenchidas por substancia amorfa, de
composição química igual à das paredes cristalinas.
KIYOHARA (1991) concluiu que íons-cálcio apresentam a propriedade de fixar-
se externamente às fibrilas, junto das hidroxilas, em posições equivalentes
às dos íons-magnésio da crisotila, de modo a dar continuidade ao processo
de cristalização. Como resultado, formam-se saliências fortemente aderidas
à superfície lateral dessas fibrilas, o que pode explicar a boa aderência
entre fibra de amianto e matrizes à base de cimento Portland.
Expostas ao gás carbônico atmosférico, as fibras apresentam carbonatação
superficial, o que pode torná-las quebradiças com o passar do tempo
(OPOCZKY; PENTEK, 1975).
3.1.2 Fibras de polipropileno
Trata-se de polímero termoplástico, que pode ser obtido do craqueamento do
petróleo, por meio da síntese de elementos orgânicos.
As fibras são compostas por cadeias longas de desenvolvimento helicoidal e,
em virtude do arranjo polimérico predominantemente cristalino, o material
resulta bastante dúctil (LEVY; DUBOIS, 1984 e MANO, 1985). O processo de
extrusão pelo qual as fibras são obtidas e o responsável pela orientação
das cadeias poliméricas, o que faz com que elas apresentem alongamento e
resistência à tração elevados (tabela 4.3).
As fibras apresentam superfície hidrofuga, o que determina sua
impermeabilidade, porem reduz a aderência em compósitos de cimento. Uma
maneira de compensar sua baixa aderência, conforme exposto por RAITHBY et
al. (1981), e o emprego de fibras ou tecidos fibrilados, que apresentam
aberturas longitudinais nos filmes de polipropileno, similares a
arranhaduras, e são responsáveis pelo aumento da superfície de contato.
Quanto à durabilidade, sabe-se que as fibras de polipropileno são afetadas
pela incidência de radiação ultravioleta, que favorece a sua oxidação. No
entanto, HANNANT (1983) concluiu que a matriz à base de cimento tem efeito
protetor sobre a fibra, pois impede o acesso da luz solar e praticamente
elimina a sua degradação.
Além do polímero propriamente dito, podem fazer parte da composição outras
substâncias, tais como enchimentos, corantes, plastificantes,
catalisadores, lubrificantes e estabilizadores. As fibras empregadas nesta
pesquisa não possuíam nenhum tipo de carga (apenas adições necessárias ao
processo de obtenção), a fim de se evitarem alterações não previstas de
suas propriedades.
3.1.3 Fibras vegetais
São constituídas por células individuais que, por sua vez, compõem-se de
microfibrilas dispostas em camadas de diferentes espessuras e ângulos de
orientação. As microfibrilas são ricas em celulose, polímero vegetal de
cadeias longas (grau de polimerização da ordem de 25000), e estão
aglomeradas por hemicelulose amorfa (grau de polimerização entre 50 e 200).
As células da fibra tem de 10 µm a 25 µm de diâmetro e, segundo COUTTS
(1992), são compostas por quatro camadas de microfibrilas (figura 3.1.a):
(i) camada primaria, mais externa, de estrutura reticulada; (ii) camada
secundaria S1, de estrutura também reticulada; (iii) camada secundaria S2,
onde as microfibrilas estão orientadas segundo um ângulo é com relação ao
eixo longitudinal da célula, em espiral, e (iv) camada secundaria S3, mais
interna, também com as microfibrilas em forma de espiral. A camada S2 e a
de maior espessura e, também, a de maior teor de celulose. No interior da
célula, ha uma cavidade central de secção elíptica, com dimensão de 5 µm a
10 cm, denominada lúmen. As diversas células que compõem a fibra,
encontram-se aglomeradas pela lamela intercelular, composta de
hemicelulose, pectina e, principalmente, lignina (70%, em media). A região
central da fibra também pode apresentar uma cavidade que se chama lacuna. A
figura 3.1.b ilustra esquematicamente a secção transversal do aglomerado de
células da fibra vegetal e serve para interpretar todos os tipos empregados
nesta pesquisa, ou seja, fibras de malva, sisal e côco.
A figura 7.15 traz micrografia de compósito à base de cimento com fibra de
côco vista de topo, sendo de fácil identificação a lacuna central da fibra,
a lamela intercelular e as células com seus respectivos lumens.
a) Célula individual.
b) Fibra: aglomerado de células.
Fig. 3.1 Esquema da estrutura de fibra vegetal (sem escala).
SATYANARAYANA et al. (1982), GRAM (1988a) e COUTTS (1992).
Em conseqüência da grande incidência de poros permeáveis, que incluem as
lacunas e os lumens, as fibras vegetais apresentam grande absorção de água
(maior que 90%) e massa específica aparente bastante inferior à real, como
se observa na tabela 4.3.
SHIMIZU; JORILLO JR. (1992), em seu estudo, analisaram detalhadamente a
estrutura das fibras de côco e afirmaram que cada uma delas pode conter
desde 30 ate mais de 200 células individuais. Outra observação interessante
foi a de que essas fibras possuem superfície externa com aspecto liso,
denso e fechado, em decorrência de proteção externa, composta por camadas
de células epidérmicas. Os pesquisadores registraram, ainda, a presença de
protuberâncias na superfície lateral das fibras, com diâmetro variando de 8
µm a 15 µm e que podem incrementar a aderência com matrizes frágeis.
A tabela 3.1 traz os teores em massa de celulose e de lignina das fibras e
o ângulo médio é, formado pelas microfibrilas com o eixo longitudinal da
célula.
McLAUGHLIN; TAIT (1980) e CHAND et al. (1988) afirmaram que a resistência à
tração e o modulo de elasticidade das fibras são diretamente proporcionais
ao teor de celulose e inversamente proporcionais ao ângulo é das
microfibrilas.
Já o alongamento máximo de ruptura aumenta com o ângulo é, pois e maior o
trabalho de fratura necessário para o estiramento das microfibrilas. Tem-
se, desse modo, a justificativa para as fibras de sisal apresentarem a
maior resistência e as de côco, o maior alongamento, entre as fibras
vegetais estudadas (tabela 4.3).
Tabela 3.1 Propriedades da estrutura de fibras vegetais.
Fibra Celulose
(% massa)
Ligina
(% massa)
Ângulo das microfibrilas²
- φφφφ (graus
Malva 76,0 10,0 8
Sisal 78,6 9,9 10 - 22
Côco 53,0 40,8 30 - 49
FONTES: 1 – MEDINA (1959);
2 – SATYANARAYANA et al. (1982);
3 – IPT (1983).
GRAM (1988a) estudou a durabilidade das fibras em materiais à base de
cimento e concluiu que a primeira causa de mudança das características da
fibra refere-se à decomposição química da lignina e da hemicelulose,
presentes na lamela intercelular. Essa lamela e dissolvida pela ação da
água capilar bastante alcalina (pH = 12) da matriz, e as células
individuais perdem sua capacidade de reforço. Em seguida, os lumens das
células são preenchidos por hidróxido de cálcio, que as torna menos
flexíveis.
AGOPYAN (1991) argumentou que, embora a fibra de côco tenha elevado teor de
lignina (tabela 3.1), o fato de sua estrutura ser densa e fechada faz com
que a resistência à ação de álcalis seja superior à das fibras de malva e
de sisal. A durabilidade das fibras vegetais em matrizes à base de cimento
e analisada mais detalhadamente no item 2.2.3.
Outro aspecto importante, estudado por AGGARWAL; SINGH (1990), e o
retardamento da pega do cimento pela presença de substâncias de caráter
acido, liberadas pela fibra vegetal em solução aquosa. Essas substâncias
não fazem parte da estrutura da fibra, são genericamente chamadas de
extrativos e incluem resinas, polifenois, óleos e graxas.
3.2 Características principais da estrutura da pasta de cimento
São analisadas as principais características morfológicas dos compostos
anidros e hidratados e a evolução da hidratação, com defase, sobretudo, ao
processo de formação dos silicatos de cálcio hidratados e do hidróxido de
cálcio. Esses conceitos são de grande importância para a interpretação das
análises por difração de raios X (DRX) e por espectroscopia de raios X por
energia dispersiva (EDS).
A abordagem dos aspectos relativos ao mecanismo de hidratação da pasta de
cimento, faz-se necessária para que, em seguida, seja discutida a sua
alteração pela presença das fibras. É interessante notar que a zona de
transição forma-se de acordo com situações especificas de hidratação,
geralmente caracterizadas por acúmulo de água próximo à região de interface
da pasta com outro material que seja posto em contato (MINDESS et al.,
1986).
3.2.1 Cimento anidro
O cimento Portland comum (CP I), sem adições, e constituído pela mistura de
clínquer e de uma ou mais formas de sulfato de cálcio. O clínquer, por sua
vez, e composto de óxidos de cálcio, silício, alumínio e ferro, obtidos
entre 1300 ºC e 1500 ºC, como resultado, principalmente, da calcinação da
mistura homogênea de argila e calcário.
O clínquer de cimento Portland e, em suma, a mistura de silicato tricálcico
ou alita (C9S), silicato dicálcico ou belita (C2S), além das fases aluminato
e ferrita, de composição media expressa por C9A e por C4AF, respectivamente.
A composição media dos compostos acima varia, pela ordem, entre 45% e 60%,
15% e 30%, 6% e 12%, e 6% e 8% para cimentos Portland comuns (MEHTA, 1986).
Como constituintes menores, podem estar presentes oxido de cálcio, oxido de
magnésio, além de álcalis, fosfatos, fluoretos e sulfatos, que,
normalmente, formam soluções sólidas com silicatos e aluminatos de cálcio.
São ainda comuns adições de material carbonático, escoria de alto-forno e
material pozolânico, que, no cimento Portland comum com adição (CP I-S),
são limitados ao total de 5% (ASSOCIACSO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS -
ABNT NBR 5732, 1991).
O C9S e o constituinte mais importante do cimento Portland, tanto por estar
presente em maior porcentagem como por contribuir significativamente para a
resistência mecânica do cimento hidratado. Segundo SKALNY; YOUNG (1980) e
GARTNER; GAIDIS (1989), isso explica por que o sistema H2O – C9S é tomado,
freqüentemente, como modelo simplificado para estudo do sistema H2O -
cimento, mais complexo.
Os cristais de alita têm forma hexagonal, os de belita, arredondada; as
fases de aluminato e ferrita estão finamente divididas e ocupam os espaços
intersticiais.
SCRIVENER (1989) observou que o clínquer se apresenta bastante fissurado,
em conseqüência das tensões térmicas que atuam durante o seu resfriamento.
O clínquer e moído em conjunto com sulfatos de cálcio e da origem a
partículas de dimensões que variam de 1 µm a 100 µm.
3.2.2 Produtos hidratados
Os silicatos de cálcio reagem com água e dão origem ao silicato de cálcio
hidratado (C-S-H) e ao hidróxido de cálcio (CH), numa seqüência de períodos
apresentada em detalhes por TAYLOR (1986). As fases de aluminato e ferrita
reagem com o sulfato da cálcio e formam: (i) etringita - trissulfoaluminato
de cálcio hidratado ( 323
_
6 HSAC ) -, com a possível substituição de alumínio
pelo ferro na estrutura; (ii) monossulfoaluminato de cálcio hidratado
( 323
_
4 HSAC ), com a possível substituição do alumínio pelo ferro e de íons-
sulfato por carbonato ou hidroxila.
LEA (1970) considerou que o mecanismo de hidratação, nos estágios iniciais,
e o de dissolução-precipitação e, posteriormente, quando a difusão de íons
se torna mais difícil, inicia-se o processo de reações topoquímicas.
O produto inicial da hidratação dos silicatos de cálcio forma-se em solução
saturada, com relação (C/S) entre 0,8 e 1,5, de difícil observação por
microanálise de raios X. Em seguida, ocorre o precipitado estável, com
estrutura reticulada e bastante porosa. À medida que a hidratação evolui,
os produtos de hidratação ocupam esses vazios inicialmente preenchidos por
água, e a relação C/S passa a valer, então, entre 1,5 e 2 (LACHOWSKI et
al., 1981 e RAYMENT; MAJUMDAR, 1982).
Com o aumento da reação do silicato, ha necessariamente uma interface que
avança para dentro do grão anidro, o qual vai diminuindo. TAYLOR et al.
(1984) propuseram, junto a essa interface, a existência de camada semi-
sólida (C/S baixo), seguida externamente de outra com relação C/S
crescente, como conseqüência da precipitação de íons-cálcio. Com o
decréscimo da permeabilidade do gel, torna-se muito lenta a difusão de
íons, a partir da superfície do grão anidro, e o processo começa a ser
controlado. A referida restrição pode ser causada não apenas pela difusão
vagarosa, mas também pela falta de espaço, o que impede o crescimento dos
produtos hidratados.
Os cristais de hidróxido de cálcio (CH), também chamados de portlandita,
precipitam-se a partir da solução e depositam-se em conjunto com os
produtos externos de hidratação. Os cristais tendem a apresentar formato
hexagonal, com dimensão media de 1 cm, porem a morfologia pode ser afetada
pelo espaço disponível, temperatura de hidratação e impurezas existentes no
sistema (LACHOWSKI et al., 1980). Um aspecto importante para os compósitos
fibrosos e que os cristais de portlandita tem sua forma e dimensão afetadas
pela presença das fibras, o que esta melhor explicado no item 3.5.
Na figura 7.3, esta ilustrado compósito com fibras de amianto, onde se vê
macrocristal de portlandita (seta 1) e grão anidro de cimento (seta 2),
circundado por produtos da hidratação, principalmente C-S-H (seta 3).
SKALNY;YOUNG (1980) apresentaram teoria segundo a qual os núcleos de
portlandita são, inicialmente, formados, mas logo contaminados por
silicatos e, por isso, não crescem.
Em certos pontos, entretanto, a concentração de cálcio torna-se maior o
suficiente para superar o efeito do silicato; assim, o cristal de
portlandita cresce rapidamente e age como pólo de atração para os íons. Os
resultados de ensaios calorimétricos confirmam que a máxima concentração de
íons-cálcio corresponde ao fim do período de indução ou dormência e
coincide com o inicio da nucleação da portlandita.
A máxima cristalização do hidróxido de cálcio acontece paralelamente ao
período de máxima reatividade dos silicatos (chamado período de
aceleração), que ocorre por volta de dez horas de hidratação e é
identificado por sensível liberação de calor (MONTANARO et al., 1988).
GRUTZECK; RAMACHANDRAN (1987) destacaram a influência do pH sobre as
reações de hidratação do C3S. A liberação de íons-cálcio na solução e que
faz o pH elevar-se progressivamente, e evita que aumente a relação C/S dos
produtos hidratados. Apenas a partir da precipitação de portlandita e que o
período de dormência chega ao fim, o que induz à formação massiva de C-S-H.
MEHTA (1986) adotou o mecanismo de dissolução-precipitação, para explicar a
formação de cristais aciculares de etringita logo nos primeiros minutos de
hidratação, o que faz com que o C3A se hidrate mais lentamente. Após alguns
dias, dependendo da relação A/S, a etringita pode tornar-se instável e
formar monossulfatos hidratados. A concentração de etringita também pode
ser modificada na zona de transição, em compósitos à base de cimento, como
se encontra descrito em estudos apresentados no item 3.3.
A formação de aluminatos de cálcio hidratados (CnAHm) sobre a superfície dos
grãos de C3A também controla a sua hidratação. Segundo MONTEIRO (1985), à
medida que os hidratos se convertem em C3AH6, quebra-se a barreira
superficial, e eles continuam a se formar.
As hidrogranadas (silicoferroaluminato de cálcio hidratado) resultam da
reação de ferrita com hidróxido de cálcio, na presença de água. O processo
de hidratação do C4AF não e bem conhecido.
3.2.3 Relação entre microestrutura e propriedades da pasta de cimento
hidratado
A relação água-cimento e a idade de hidratação influenciam diretamente o
volume de vazios capilares da pasta hidratada, que, em conjunto com as
microfissuras, são os principais responsáveis pela perda de resistência
mecânica e pelo aumento de permeabilidade do material. RENHE et al. (1990)
propuseram o uso de espalhamento de raios X de baixo ângulo (small angle X-
ray scattering - SAXS) para medida da distribuição de poros de 1 nm a 30
nm, de interesse por influenciarem os processos de retração por secagem e
deformação lenta. WINSLOW; DIAMOND (1974) e VOLLET (1986) também empregaram
o método de SAXS para caracterização física de pastas de cimento Portland.
O grau com que os diferentes componentes do cimento contribuem com a
resistência mecânica não e o mesmo, pois, embora os compostos C3A, C4AF e
C3S reajam rapidamente, o último e responsável pela maior parte da
resistência desenvolvida. C S hidrata vagarosa e progressivamente, e sua
contribuição para a resistência segue em curso similar.
O C3S, considerado o principal responsável pela resistência mecânica nas
primeiras idades, libera hidróxido de cálcio durante sua hidratação.
Atribui-se a resistência principalmente às forcas atrativas de van der
Walls, uma vez que os espaços, entre camadas de C-S-H, são da ordem de 1 nm
a 5 nm. Assim, pode ser esperada certa relação entre a quantidade de
portlandita e a resistência desenvolvida. A quantidade liberada de
hidróxido de cálcio, desde 7 ate 28 dias, varia de 5% a 10% da massa do
cimento. Sabe-se que, por ser solúvel em água, a portlandita (CH) pode
aumentar a permeabilidade da pasta, e isso compromete sua durabilidade em
meios sujeitos ao contato constante com água.
A fissuração e outro aspecto importante no estudo da resistência e da
durabilidade. MANGAT; AZARI (1988) e BALAGURU; SHAH (1992) ressaltaram o
reforço de matrizes à base de cimento com fibras para combater retração
plástica e por secagem.
A retração plástica ocorre nas primeiras horas após a moldagem, em
decorrência da evaporação diferenciada da água empregada na produção do
material. Os efeitos desse tipo de retração são mais evidentes em
componentes com áreas grandes de exposição.
Outra causa de fissuração e a retração por secagem, associada à perda de
água adsorvida, que se encontra nas proximidades dos produtos hidratados,
ligada fisicamente por pontes de hidrogênio (MEHTA, 1986). Os efeitos da
retração por secagem são considerados nos primeiros 40 dias de idade.
Nos compósitos à base de cimento, nas situações em que ocorre acúmulo de
água próximo à interface, observa-se maior retração por secagem na zona de
transição e o aparecimento de fissuras características. Exemplo disso se
encontra na figura 7.19, em micrografia de pasta de cimento reforçada com
fibras de côco.
3.3 Zona de transição entre fases de materiais compostos
Em seu trabalho pioneiro sobre interface de materiais compostos à base de
cimento, FARRAN (1956) observou que os cristais de hidróxido de cálcio
podem apresentar direção preferencial de crescimento na interface cimento-
agregado.
A seguir, MASO (1967) apud MONTEIRO (1985), justificou a formação da zona
de transição próximo à superfície do agregado, em virtude da difusão
diferenciada dos íons liberados na hidratação da pasta de cimento.
A partir de então, outros pesquisadores (BARNES et al., 1979, GRANDET;
OLLIVIER, 1980, STRUBLE; MINDESS, 1983 e MONTEIRO; MEHTA, 1986) iniciaram
seus estudos para conhecimento da composição e desempenho da zona de
transição, com diversos tipos de agregado postos em contato com pastas de
cimento.
Para materiais não porosos, colocados junto à pasta de cimento Portland,
MASO (1980) concluiu sobre a formação de filme de água com alguns
micrometros de espessura, onde se inicia a difusão de íons-cálcio,
aluminato, sulfato, sódio e potássio; esse fenômeno e denominado efeito
parede. Em seguida, advêm a precipitação de portlandita e de etringita
(MONTEIRO; MEHTA, 1985).
Estudo realizado por BARNES et al. (1978), referente à zona de transição
entre cimento e vidro, revelou a existência de estrutura complexa, composta
de fases diferenciadas.
Imediatamente à superfície da placa de vidro, observou-se a formação de
filme duplo, de espessura por volta de 1 cm: o primeiro, contínuo, de
cristais hexagonais de portlandita com eixo C perpendicular à superfície de
vidro; o segundo, de gel de silicato de cálcio hidratado. O eixo C e aquele
perpendicular às placas hexagonais do cristal de portlandita.
MASSAZZA; COSTA (1986) relataram que o filme de portlandita nem sempre e
continuo, o que possibilita a formação de C-S-H diretamente sobre a
superfície de interface; isso vem reforçar a idéia do mecanismo de
dissolução-precipitação.
Em superfícies irregulares, a deposição de portlandita ocorre de maneira
desordenada e sem orientação preferencial do eixo C.
Em seguida ao filme duplo, advêm uma zona com espessura entre 50 µm e 100
cm, composta por gel de silicato de cálcio hidratado, etringita e grandes
cristais de portlandita, estes últimos com orientação preferencial cada vez
menor, à medida que se afasta da interface. Além de sua estrutura
diferenciada da anterior, essa região apresenta maior porosidade do que a
pasta de cimento longe da superfície de contato.
MEHTA (1986) propõe uma representação esquemática da zona de transição
entre pasta de cimento e agregado, para o concreto. Essa ilustração esta na
figura 3.2, onde se percebe o acúmulo de portlandita e de etringita e a
maior porosidade como características da zona de transição. Nesse caso, não
se reconheceu a existência do filme duplo na superfície do agregado,
provavelmente em decorrência de sua difícil identificação.
Fig. 3.2 Zona de transição entre pasta de cimento Portland e agregado.
MEHTA (1986).
Em seu estudo sobre interface entre agregado e argamassa de cimento,
MONTEIRO et al. (1985b) concluíram que a formação de hidróxido de cálcio e
de etringita em abundância, na zona de transição, e decorrente da
aceleração do fenômeno de dissolução-precipitação de íons-cálcio, sulfato e
aluminato. O compósito e analisado por microscópio eletrônico de varredura
(MEV) e por difração de raios X (DRX). São removidas, por abrasão, varias
camadas da zona de transição e feitas novas análises, ate que os resultados
da difração de raios X indiquem intensidade mínima para etringita e para
orientação dos cristais de portlandita. Tem-se, assim, um método para
medida da espessura da zona de transição matriz-agregado, o segundo
empregado sob a forma de placa, sobre a qual e moldada a argamassa de
cimento.
Essa modalidade de ensaios em que a matriz e moldada sobre a superfície de
uma placa de outro material (vidro, agregado ou aço), traz a vantagem de
facilitar a análise ao MEV, em conseqüência da maior exposição da área de
interface. No entanto, essa superfície de agregado, por exemplo, necessita
de polimento, a mistura da pasta e feita separadamente, e a camada de
matriz sobre a superfície de contato e muito espessa. Essas características
parecem modificar a zona de transição, quando comparada à situação real de
agregados, barras de reforço ou fibras imersos na matriz.
SCRIVENER; BENTUR (1988) caracterizaram a microestrutura da zona de
transição em concretos de alta resistência com ou sem microssílica.
Empregaram microscopia eletrônica de varredura (MEV) com imagem de elétrons
retroespalhados, combinada com análise quantitativa de imagem, para medida
da quantidade e distribuição de cimento anidro, poros maiores do que 0,5 µm
e hidróxido de cálcio. Suas conclusões principais foram as seguintes: em
concretos sem microssílica, a zona de transição e mais porosa do que a
matriz de cimento longe da interface com agregado; porem, em concretos com
microssílica, a zona de transição e mais densa, com grau de porosidade
similar ao da matriz.
Conclusões semelhantes foram encontradas por PING; BEAUDOIN (1992b), que
perceberam a densificação da zona de transição quando os agregados são
previamente preparados com camada superficial de microssílica.
RASHED; WILLIAMSON (1991) também utilizaram a técnica de imagem de elétrons
retroespalhados para estudo da microestrutura de concretos com aditivos
incorporadores de ar. Concluíram que a bolha de ar incorporado apresenta
interface com a matriz de cimento semelhante à dos agregados, inclusive com
o acúmulo de cristais aciculares de portlandita.
PAULON (1991) empregou MEV e DRX para estudo da zona de transição entre
diversos tipos de agregado e pasta de cimento com adições de microssílica e
de cinzas volantes.
No Brasil, esse foi o primeiro trabalho sobre análise da microestrutura de
concretos com emprego de MEV com imagem de elétrons retroespalhados.
Em outro experimento análogo, referente a argamassas de cimento Portland,
LARBI; BIJEN (1990) argumentaram que os grãos de microssílica funcionam
como núcleos ao redor dos quais crescem os cristais de portlandita e, como
isso aumenta muito a área disponível para deposição desses cristais, não se
forma o filme duplo. Além disso, reações pozolânicas iniciais consomem
portlandita e, aos 28 dias, a sua incidência já se encontra bastante
reduzida. Conclusões semelhantes foram obtidas por OLLIVIER (1986), a
respeito da zona de transição entre agregado graúdo e argamassa de cimento,
por DETWILER (1990), com relação à zona de transição entre barra de aço e
pasta de cimento.
NAKAYAMA; BEAUDOIN (1987) estudaram a interface entre superfície de aço e
cimento com resinas poliméricas, com o emprego de MEV e de EDS. Observaram
a incidência de portlandita em placas com dimensão de ate 100 cm, de
etringita, e a de um filme da resina empregada (do tipo látex) na zona de
transição porosa, o que, segundo eles, contribuiu para o aumento da
aderência.
PING et al. (1991a) e PING; BEAUDOIN (1992a) propuseram métodos de
condutividade elétrica para estudo de espessura e de densidade da interface
de pasta de cimento com agregados granulares de quartzo e de calcário.
Identificaram o aumento da espessura do filme de água sobre a superfície do
agregado, com o aumento da relação água-cimento e da dimensão dos
agregados. Para o calcário, ha certa dimensão da brita abaixo da qual a
zona de transição se torna mais densa e se assemelha à pasta ao longe da
interface, o que se reverte em maior aderência entre agregado e matriz.
Em estudos realizados por ZHANG; GJoRV (1990), concluiu-se que a zona de
transição entre agregados leves e pasta de cimento sofre influência da
porosidade do agregado. Na pesquisa, utilizou-se microscopia eletrônica de
varredura (MEV), com imagem de elétrons secundários e de elétrons
retroespalhados, e análise por espectroscopia de raios X por energia
dispersiva (EDS), o que possibilitou a obtenção de informações qualitativas
sobre a natureza da zona de transição para vários tipos de agregados leves.
Os resultados revelaram que os agregados leves de alta resistência tem
camada externa densa, e isso torna a zona de transição muito próxima da
observada para os agregados normais. Porem aqueles agregados cuja camada
externa e mais fraca e porosa propiciam zona de transição mais densa e
homogênea, com a incidência bem reduzida de cristais de hidróxido de
cálcio. Isso se traduz em melhor aderência, em virtude da interligação
mecânica entre agregado e pasta de cimento. E importante salientar que, no
estudo em referência, a relação água-cimento foi baixa (0,30), e os
agregados foram antecipadamente secos em estufa, com o objetivo de se
evitar, durante a mistura, a concentração de água nas proximidades da
interface.
Em outra pesquisa, ZHANG; GJoRV (1992) não observaram diferença
significativa, ao comparar a penetração da microssílica com a da pasta de
cimento nos poros superficiais do agregado leve.
Esses experimentos sobre zona de transição entre pasta de cimento e
agregados leves porosos são de grande importância para a presente pesquisa,
onde, de maneira análoga, são empregadas fibras vegetais com absorção de
água bastante elevada (figura 4.4).
3.4 Evolução dos estudos sobre a zona de transição fibra-matriz
Na década de 60, KRENCHEL (1964) apud AGOPYAN (1991) realizou estudo
considerado como o inicio da pesquisa sobre matrizes frágeis reforçadas com
fibras, inclusive com resultados experimentais, no emprego de fibras de
vidro comum. DE VEKEY; MAJUMDAR (1968) já demonstravam grande interesse com
relação à interface fibra-matriz e desenvolveram equipamento de
arrancamento de fibras para analisar a sua aderência. Nesse estudo, foram
empregadas fibras de vidro comum tipo E (vidro aluminaborossilicato) e de
aço, em matrizes de pasta de cimento, de gesso e de resina poliéster.
Na década de 70, AVESTON et al. (1971) e AVESTON; KELLY (1973) apresentaram
teoria de funcionamento dos compósitos fibrosos com matrizes frágeis
(conhecida como teoria ACK: Aveston, Cooper e Kelly), na qual o fundamento
e a transferência de tensões entre matriz e fibras, por meio da interface.
MAJUMDAR; RYDER (1970) e MAJUMDAR (1974) apresentaram importantes pesquisas
sobre pastas de cimento reforçadas com fibras de vidro com dióxido de
zircônio (Cem-FIL), mais resistentes aos álcalis do cimento que as fibras
do tipo E. Foram realizadas análises por microscopia eletrônica de
varredura (MEV) e por espectroscopia de raios X por energia dispersiva
(EDS), registrando a evolução dos produtos hidratados ao longo do tempo e o
acúmulo de portlandita na superfície das fibras.
Logo em seguida, no final dos anos 70, as fibras de vidro tiveram novo
aprimoramento, além do uso de zircônio, por meio de recobrimento à base de
inibidores químicos da família dos fenóis. Segundo reportado por MAJUMDAR;
LAWS (1991), esse recobrimento se dissolve lentamente, em contato com meio
alcalino, e isso faz reduzir a interação vidro-matriz. Como resultado,
obtém-se sensível aumento da durabilidade dessas fibras, comercialmente
denominadas Cem-FIL 2.
Também merecem destaque, na década de 70, os seguintes trabalhos sobre
microestrutura dos compósitos, apresentados no RILEM SYMPOSIUM - FIBRE
REINFORCED CEMENT AND CONCRETE v.1 (1975) e v.2 (1976):
a) OPOCZKY; PENTEK (1975), sobre pasta de cimento reforçada com fibras de
amianto, com análise do acúmulo de portlandita na interface e sua
carbonatação nas idades mais avançadas. Nesse trabalho, foram empregadas
microscopia eletrônica de varredura (MEV), difração de raios X (DRX) e
análises térmicas;
b) COHEN; DIAMOND (1975) notaram a presença de filme duplo, constituído de
portlandita, seguido de C-S-H, em compósitos de pasta de cimento reforçada
com fibras de vidro comum e de vidro resistente a álcalis.
c) JARAS; LITHERLAND (1975), também sobre pasta de cimento reforçada com
fibras de vidro comum e de vidro resistente a álcalis, com a constatação de
que o acúmulo de portlandita ocorre logo no inicio da hidratação e que os
cristais formados são tanto maiores quanto o espaço disponível para seu
crescimento.
d) PINCHIN; TABOR (1976) estudaram compósitos à base de cimento reforçados
com fibras de aço e constataram, por meio de ensaio de dureza Vickers, a
porosidade maior da zona de transição fibra-matriz.
HANNANT (1978), autor do primeiro livro publicado sobre compósitos
fibrosos, apresentou abordagem interessante sobre a morfologia da interface
entre matriz de cimento e fibras de vidro, aço e polipropileno e observou a
sua importância sobre o comportamento da aderência.
Na década de 80, LAWS (1982) e LAWS et al. (1986) contribuíram para o
avanço do modelo ACK, ao apresentarem teorias sobre a evolução da aderência
fibra-matriz durante a solicitação mecânica. Afirmaram ser de grande
importância a modificação da zona de transição para a melhoria do
compósito.
BENTUR; DIAMOND (1984) apresentaram estudo sobre fibras de vidro resistente
a álcalis em feixes de filamentos e constataram o acúmulo de vazios ou de
portlandita, com prejuízo para a aderência. O emprego de microssílica, como
proposto por BENTUR; DIAMOND (1987), reduz a porosidade nas proximidades
dos feixes de filamentos e ameniza a perda de ductilidade do compósito nas
idades mais avançadas, pois o acúmulo de portlandita e menor na interface
fibra-matriz.
Outro experimento similar, desenvolvido por BIJEN (1990), testou fibras de
vidro comum e de vidro resistente a álcalis em argamassas de cimento com
resinas poliméricas.
Constatou-se o incremento das propriedades mecânicas do compósito,
principalmente nas idades mais avançadas, pela proteção que o polímero
confere aos filamentos contra o ataque alcalino.
Ainda nos anos 80, BENTUR et al. (1985b) e BENTUR; DIAMOND (1985) estudaram
a microestrutura da interface entre fibra de aço e pasta de cimento e
admitiram a existência de filme duplo na superfície da fibra, porem como
fase descontinua e de difícil reconhecimento por meio de microscopia.
Segue-se a aureola de portlandita, com, aproximadamente, 10 µm de
espessura, e, em seguida, a zona de transição (com 10 µm a 20 µm de
espessura) bastante porosa, porém, gradualmente, mais densa, à medida que
se distancia da interface. Todas essas observações foram feitas em
superfícies fraturadas, com o uso de microscópio eletrônico de varredura
(MEV), equipado com analisador por espectroscopia de raios X por energia
dispersiva (EDS). Em estudo similar, com fibras de aço alinhadas em pasta
de cimento, BENTUR et al. (1985a) indicaram que as fissuras tendem a
acompanhar a zona de transição, à distância aproximada de 40 µm da
superfície das fibras.
Em outro grupo de pesquisa, WEI et al. (1986) utilizaram polímero acrílico
em argamassa de cimento reforçada com fibras de aço e obtiveram grande
melhoria do comportamento mecânico do compósito. Observou-se não só a
redução da porosidade da zona de transição, como também a da matriz não
junto da fibra.
Em experimento sobre matriz de cimento reforçada com fibras de carbono,
SUGAMA et al. (1988) propuseram a oxidação das fibras para promover sua
reação com íons-cálcio da zona de transição e, assim, incrementar a
aderência fibra-matriz.
No INTERNATIONAL CONFERENCE ON RECENT DEVELOPMENTS IN FIBRE...(1989),
bastante voltado para compósitos com fibras de aço, não se registrou nenhum
avanço no estudo da microestrutura da zona de transição. Isso, contudo, não
significou o esvaziamento dessa linha de pesquisa, pois vários grupos estão
ativando novos experimentos, principalmente com fibras de baixo modulo, de
acordo com o exposto nos itens 3.5.2 e 3.5.3.
3.5 Zona de transição em compósitos fibrosos
Estão descritos, a seguir, os principais estudos recentes sobre a zona de
transição entre matriz frágil e fibras de amianto, polipropileno e
vegetais, por serem de grande interesse como subsídios para a realização da
presente pesquisa.
3.5.1 Compósitos com fibras de amianto
O uso de amianto tem sido bastante questionado pelos riscos que essa fibra
pode trazer à saúde (DOLL; PETO, 1985 e GRUPO INTERINSTITUCIONAL DO
ASBESTO, 1988). Assim, poucas pesquisas foram desenvolvidas recentemente,
apesar do largo emprego que as fibras de amianto tem em matrizes à base de
cimento, notadamente no Brasil.
Nos experimentos em que se adotou moldagem sob pressão do compósito e maior
desfibramento do amianto, o que fez aumentar sua área especifica, AKERS;
GARRETT (1983a) afirmaram não haver indícios de acréscimo de porosidade e,
tampouco, acúmulo de portlandita nas proximidades da interface. Com isso, a
aderência fibra-matriz parece ter resistência maior que a da pasta
adjacente.
3.5.2 Compósitos com fibras de polipropileno
Ainda são poucos os estudos sobre a interface entre fibras de polipropileno
e pasta de cimento Portland. MINDESS; VONDRAN (1988) sugeriram fibrilação
das fibras e emprego de aditivos redutores de água para a matriz e
atribuíram a essas medidas o fato de a zona de transição apresentar-se
densa e homogênea em seu experimento.
As fibras fibriladas tendem a incorporar significativo volume de vazios, o
que acaba por anular o efeito positivo do aumento da área superficial de
contato com a matriz, no caso de fibras curtas (CURRIE; GARDINER, 1989).
BENTUR et al. (1989a), embora não tenham apresentado estudo sobre o
comportamento da zona de transição, indicaram que o uso de microssílica
melhora a aderência entre concretos de cimento Portland e fibras fibriladas
de polipropileno.
3.5.3 Compósitos com fibras vegetais
O estudo da microestrutura de compósitos com fibras vegetais teve seu
principal avanço nos experimentos com fibras de celulose, com destaque para
aqueles desenvolvidos por COUTTS; KIGHTLY (1984) e por COUTTS (1987),
referentes à pasta de cimento reforçada com fibras de polpa de madeira. As
superfícies de fratura foram analisadas por MEV, com imagem de elétrons
secundários.
Como conseqüência de sua estrutura (item 3.1.3), as fibras vegetais
apresentam elevada capacidade de absorção de água e inchamento. Isso faz
reduzir a resistência da fibra e a aderência dela com a matriz, o que
permite maior deslizamento entre as fases.
Para combater esse tipo de comportamento, COUTTS; WARDEN (1990) sugeriram
que o compósito seja moldado sob pressão, com a conseqüente redução da
relação água-cimento. Uma vez retirada a pressão, a fibra porosa devolve à
matriz parte da água por ela absorvida, o que ajuda a manter a interface
mais densa.
BENTUR; AKERS (1989b) estudaram a evolução da zona de transição em
compósitos à base de cimento com fibras de celulose e registraram a
ocorrência do aumento de porosidade e do acúmulo de portlandita já nas
primeiras idades. Em seguida, foram empregadas diversas condições de
envelhecimento e constatou-se a "petrificação" das fibras, cujos vazios
internos teriam sido preenchidos por produtos de hidratação do cimento, sob
condições propicias de carbonatação. Como conclusão do trabalho,
constataram a redução da tenacidade do compósito após o seu envelhecimento,
com predominância de quebra das fibras.
Em experimento análogo, BENTUR; AKERS (1989a) submeteram os compósitos à
autoclave, antes do processo de envelhecimento. Apesar da intensa
carbonatação, não se percebeu a "petrificação" das fibras, e o efeito dos
processos de envelhecimento sobre as propriedades mecânicas foi considerado
pequeno.
SAXENA et al. (1992) e SHIMIZU; JORILLO JR. (1992) estudaram compósitos com
fibras de sisal e de côco, respectivamente. Nos dois trabalhos, salientou-
se a potencialidade do uso desse material para produção de componentes para
cobertura e para vedação lateral, em virtude do aumento de ductilidade
conferido pelas fibras de baixo modulo. No entanto, ressaltaram a
necessidade de melhoria da zona de transição, para incremento da
durabilidade do compósito.
SAVASTANO JR.; AGOPYAN (1992) também caracterizaram a zona de transição
para matriz de pasta de cimento reforçada com fibras de malva, sisal e
côco, com o emprego de microscopia eletrônica de varredura (MEV) e análise
por espectroscopia de raios X por energia dispersiva (EDS).
3.5.4 Comentários
Como se pôde observar, o uso de fibras de amianto, de polipropileno e
vegetais, para reforço de matrizes à base de cimento, tem sido objeto de
vários estudos, com o propósito de se aumentar o uso desses materiais,
principalmente para produção de painéis. Na maioria dos compósitos
produzidos, a zona de transição, por ser bastante porosa e rica em
portlandita (MINDESS, 1989), mostra-se como elemento a ser modificado, para
que se consiga atingir o seu melhor desempenho mecânico.
��352'8d2�(�&$5$&7(5,=$d2�%È6,&$�'26�&203Ï6,726
O trabalho experimental desta pesquisa tem por objetivo caracterizar a zona
de transição para diversos compósitos fibrosos e toma por base os estudos
realizados por outros pesquisadores, cujos resultados mais importantes se
encontram nos itens 3.3 a 3.5. Técnicas de análise microestrutural, já
empregadas por BENTUR et al. (1985b), SCRIVENER (1989) e KJELLSEN et al.
(1991), entre outros, para análise de materiais polifásicos, são adaptadas
à presente pesquisa, que procura dar ênfase à caracterização de compósitos
reforçados com fibras vegetais, pouco estudados ate o momento.
Outro objetivo e a medida do desempenho macroscópico dos materiais e sua
correlação com as propriedades da microestrutura. Para isso, diversos tipos
de ensaio mecânico foram aprimorados, a partir de outros trabalhos que
estão no capítulo 2º. Os ensaios de tração por fendilhamento, por exemplo,
foram totalmente desenvolvidos na fase preliminar desta pesquisa,
inspirados nos modelos de ensaio propostos por MINDESS; DIAMOND (1980) e
por SAID; MANDEL (1989).
O presente capítulo contém a caracterização dos materiais empregados nesta
pesquisa, bem como os procedimentos laboratoriais utilizados na preparação
de todos os corpos-de-prova e na execução dos ensaios físicos e químicos,
referentes aos compósitos produzidos.
Na fase preliminar desta pesquisa, melhor documentada em INSTITUTO DE
PESQUISAS TECNOLÓGICAS DO ESTADO DE SÃO PAULO (IPT) 1990, foram definidos
os diversos tipos de fibra, relações água-cimento e idades de hidratação,
com o propósito de se obterem, dentro dos limites normais de utilização,
variações sensíveis das propriedades mecânicas dos compósitos.
����3ODQHMDPHQWR�GR�WUDEDOKR�H[SHULPHQWDO
Nos estudos preliminares, empregou-se cimento Portland comum com adição, do
tipo CP I-S-32 (ABNT NBR 5732, 1991) e observou-se que as análises por
difração de raios X (DRX), realizadas com pasta moída de cimento hidratado,
apresentavam pico de carbonato de cálcio (calcita) de elevada intensidade.
Esse composto tanto pode ser originário das adições presentes no
aglomerante como da carbonatação do hidróxido de cálcio (portlandita). Em
situação semelhante, análises por energia dispersiva de raios X (EDS), que
procuram observar a presença diferenciada de portlandita na zona de
transição, poderiam ter a intensidade do elemento cálcio mascarada pela
eventual presença de calcita; dai a resolução de se empregar cimento sem
adição na fase definitiva dos experimentos.
A escolha das fibras, por sua vez, recaiu sobre aquelas de origem vegetal,
de uso potencial em nosso país, apesar de os compósitos produzidos
apresentarem resistências mecânicas pouco satisfatórias e problemas de
durabilidade, como registrado por GUIMARSES (1982), CARVALHO FILHO (1989),
OLIVEIRA (1989) e SAVASTANO JR. (1990). Trata-se das fibras de malva, sisal
e côco, mais bem caracterizadas no item 4.2.2.
Foram também empregadas fibras de polipropileno e de amianto crisotila, por
terem aplicação similar às vegetais, para produção de painéis, por exemplo,
e, ainda, por se encontrarem disponíveis no mercado. Outro objetivo de se
estudar a microestrutura de compósitos reforçados com fibras de
polipropileno consiste em se compararem os resultados ora obtidos com
aqueles apresentados por outros pesquisadores, como e o caso de BENTUR et
al. (1989b). Espera-se, dessa forma, aumentar a confiabilidade da presente
pesquisa, já que inexistem estudos desenvolvidos no país sobre a
microestrutura de compósitos fibrosos.
A matriz empregada foi de pasta de cimento Portland, pois a presença de
agregados também induziria a formação de zona de transição própria
(MINDESS, 1989), dificultando o objetivo deste trabalho: a análise
especifica da interface fibra-matriz. As idades de ensaio variaram de 7 a
180 dias, e as relações água-cimento, de 0,30 a 0,46, para estudo da
influência desses fatores sobre a hidratação da matriz, a exemplo de
pesquisa similar, desenvolvida por PING et al. (1991b), referente a
interface entre pasta de cimento e agregados leves.
Os compósitos fibrosos, cuja produção se encontra descrita no item 4.3,
foram empregados em ensaios microestruturais e mecânicos, com distribuição
bidimensional das fibras, forma usual de aplicação desses materiais. Também
foram realizados ensaios mecânicos com fibras discretas, no interior da
pasta, para estudo direto da aderência fibra-matriz, conforme a descrição
feita no capítulo 5º.
Na fase preliminar, foi preparada, com auxilio do Centro Técnico em
Celulose e Papel do IPT, folha feita de fibras refinadas de sisal, sobre a
qual se moldou a pasta de cimento Portland, de maneira semelhante ao
proposto por MONTEIRO (1985). Nessas condições, criou-se uma superfície de
interface na matriz, que pode ser analisada por microscopia eletrônica de
varredura (MEV) e, também, submetida ao ensaio de dureza Vickers. Na figura
4.1, tem-se micrografia dessa superfície de interface, que mostra grande
porosidade e empilhamento pronunciado de cristais, provavelmente de
hidróxido de cálcio.
Fig. 4.1 MEV. Imagem de elétrons secundários. Superfície de interface da
pasta de cimento com folha de fibras refinadas de sisal.
O ensaio de dureza Vickers - impressão de ponta de diamante de formato
tetraédrico - realizado sobre a superfície de interface da matriz com a
folha de fibras de sisal e sobre outra superfície não junto da zona de
transição, não conseguiu diferenciar as durezas das regipes ensaiadas, em
conseqüência da irregularidade da superfície de impressão. Ocorre, também,
a intervenção da matriz logo abaixo da interface, já que os carregamentos
produzem marcas profundas, que ultrapassam a zona de transição.
Realizou-se, ainda, análise por DRX sobre o pó que se obteve do lixamento
da superfície de interface entre a folha de fibras de sisal e a matriz de
pasta de cimento.
Foi também analisada a matriz longe da zona de transição, e não foi
possível estabelecer-se a diferença entre os resultados obtidos nas duas
análises, pois as intensidades dos registros de calcita e de portlandita
foram semelhantes e não se detectou a presença de etringita.
A partir do observado nos parágrafos anteriores, fica evidente que a
técnica de se criar uma superfície de interface não obteve sucessão durante
esta pesquisa, em conseqüência de: (i) pequena capacidade de diferenciação
dos ensaios de DRX e de dureza Vickers, ao se comparar a zona de transição
com a matriz longe da interface; (ii) elevada absorção de água pelo papel
de fibras; (iii) pouca similaridade desse modelo com o de distribuição
aleatória das fibras e (iv) dificuldade de se elaborar uma folha para as
outras fibras em estudo, por meio do processo de refinamento.
O emprego de imagem de elétrons retroespalhados, para estudo da zona de
transição nos compósitos fibrosos, mostrou-se viável a partir de
experimentos preliminares, realizados pelo Prof. P. J. M. Monteiro, da
Universidade de Berkeley, que utilizou amostras de materiais fibrosos
desenvolvidos na presente pesquisa. Em seguida, foram feitas algumas
observações com esse mesmo tipo de imagem, com o equipamento JEOL JXA-50A,
do Laboratório de Metalografia do IPT, que não dispõe de detector
apropriado para elétrons retroespalhados e cujas micrografias seguem nas
figuras 4.2 e 4.3. Trata-se de matriz reforçada com fibras de côco, relação
água-cimento de 0,38 e 180 dias de idade, com dois tipos de imagem
(GOODHEW; HUMPHREYS, 1988): (i) por composição, onde se observam diversos
tons de cinza associados ao numero atômico dos elementos (figura 4.2); (ii)
por topografia, onde se pode avaliar a dureza dos diversos produtos de
hidratação e a dos grãos de cimento anidro (figura 4.3). Para o interesse
deste estudo, a imagem por topografia forneceu informações de pequena
importância, dai não ter havido continuidade no seu uso.
Os ensaios de microscopia da fase definitiva dos ensaios utilizam imagem de
elétrons secundários, para análise de superfícies de fratura, e imagem de
elétrons retroespalhados por composição, para superfícies polidas.
Os procedimentos dos ensaios encontram-se no item 5.2.2.
Fig. 4.2 BSEI - composição. Compósito com fibras de côco, relação água-
cimento igual a 0,38 e 180 dias de idade. Zona de transição.
Fig. 4.3 BSEI - topografia. Idem figura 4.2.
����&DUDFWHUL]DomR�GRV�PDWHULDLV�FRQVWLWXLQWHV
Apresentam-se as principais propriedades físicas, químicas e mecânicas dos
materiais empregados: cimento Portland comum sem adições e diversos tipos
de fibra, com atenção especial às vegetais, que são muito heterogêneas.
������&LPHQWR�3RUWODQG
O cimento Portland, utilizado na fase definitiva dos ensaios, foi o do tipo
comum CP I-32 e atende às especificações da norma ABNT NBR 5732 (1991). Os
resultados dos ensaios físicos, químicos e mecânicos, empregados para
caracterização do cimento, estão no anexo A, nas tabelas A.1 a A.3 e na
figura A.1. Esse aglomerante foi especialmente fabricado para a presente
pesquisa, sem adição de material carbonático, para que não houvesse
interferências sobre os resultados dos ensaios de EDS.
Com base na análise química, apresenta-se, na tabela 4.1, a composição
potencial de Bogue, referente ao cimento anidro (AMERICAN SOCIETY FOR
TESTING AND MATERIALS - ASTM C-150, 1989). Os teores em massa dos compostos
principais estão dentro do esperado para cimento Portland comum, exceto o
porcentual de C AF, considerado alto. Por isso, nas análises por MEV (item
7.2, figura 7.8), notou-se a incidência elevada, porem com distribuição
homogênea na pasta hidratada, de hidrogranada (silicoferroaluminato de
cálcio hidratado) com precipitações de hidróxido de magnésio.
Tabela 4.1 - Composição potencial de Bogue do cimento anidro. ASTM C-150
(1989).
&RPSRVWR 7HRUHV����
CaCO3 0,52
CaSO4 5,03
C4AF 11,98
C3A 5,93
C3S 45,49
C2S 18,25
Para todas as matrizes sem fibras (tabela 4.4), e tomando-se como
referências TAYLOR (1964) e REGOURD (1982), realizou-se ensaio de análise
por difração de raios X (DRX), com o objetivo de se detectarem os
principais compostos cristalinos existentes na pasta hidratada. Assim, foi
possível a identificação previa de compostos cristalinos presentes na
matriz, para as diversas idades e relações água-cimento, o que serviu de
apoio para o reconhecimento desses mesmos compostos nos ensaios de
microscopia eletrônica de varredura (MEV) e de espectroscopia de raios X
por energia dispersiva (EDS).
A tabela 4.2 traz a relação dos compostos, encontrados em todos os ensaios
de DRX, e as figuras A.2 a A.7 do anexo A ilustram os difratogramas
obtidos. As amostras de matriz foram previamente moídas e passadas em
peneira de abertura 0,044 mm e, em decorrência disso, ocorreu a
carbonatação parcial do hidróxido de cálcio, com a formação de carbonato de
cálcio (calcita).
Tabela 4.2 Compostos cristalinos detectados por DRX nas pastas de cimento
hidratado (1000 cps, 40 kV, 20 mA). TAYLOR (1964).
&RPSRVWR 6tPEROR
Aluminato tetracálcico hidratado At
Calcita (carbonato de cálcio) Ca
Etringita (trissulfoaluminato de cálcio hidratado) Et
Férrita não hidratada (ferroaluminato tetracálcico) Fe
Hidrogranada (sílicoferroaluminato de cálcio hidratado) Hg
Monocarboaluminato de cálcio Mc
Monossulfoaluminato de cálcio Ms
Não identificado Ni
Portalndita (hidróxido de cálcio) Pt
Silicatos de cálcio não hidratados Sc
Silicatos de cálcio hidratados Sh
No caso de matriz com relação água-cimento mais alta, igual a 0,46, as
intensidades dos picos de difração para portlandita e calcita são maiores
que as observadas para relações mais baixas (figuras A.3 a A.5). O ensaio
químico para determinação de cal livre, (item 4.4.2), fornece resultado
semelhante, e deve-se esse comportamento à maior dissolução de íons-cálcio,
cuja probabilidade de ocorrência aumenta em matriz com relação água-cimento
mais elevada.
������)LEUDV
As fibras empregadas são de amianto crisotila, malva (Urena lobata Linn.),
sisal (Agave sisalana Perrine), côco (Cocos nucifera Linn.) e
polipropileno. Todas as fibras são isentas de tratamento químico, e as de
polipropileno também não apresentam cargas em sua constituição (a não ser
as adições necessárias ao processo de obtenção), o que poderia alterar a
aderência entre fibra e matriz.
Na tabela 4.3, apresentam-se as principais propriedades físicas e mecânicas
das fibras usadas neste estudo. Os valores apresentados constituem a media
de varias medidas, uma vez que, em decorrência da heterogeneidade das
fibras vegetais, nota-se grande flutuação dos resultados. Para a
caracterização, empregaram-se as normas ABNT NBR 9778 (1987) e ASTM D-3822
(1990).
As fibras de amianto crisotila são do tipo 4Z, segundo a classificação
canadense QUEBEC SCREEN TEST (GIRODO; PAIXSO, 1973), utilizadas
comercialmente pelas industrias de cimento-amianto.
As fibras vegetais e de polipropileno são empregadas em comprimentos que
variam, em media, de 15 mm a 30 mm, para distribuição aleatória na matriz.
Para as fibras vegetais, como se percebe pela tabela 4.3, a variabilidade
dos comprimentos e muito grande, em conseqüência do processo de corte
adotado. Essas fibras também foram empregadas na forma de filamentos
longos, nos ensaios em que se pretende analisar o desempenho individual das
fibras.
Tabela 4.3 Características físicas e mecânicas das fibras.
ABNT NBR 9778 (1987) e ASTM D-3822 (1990).
3URSULHGDGH &{FR 6LVDO 0DOYD $PLDQWR
WLSR��=
3ROLSURSLOHQR
�ILODP��
Massa específica real
(kg/m³)
1177 1370 1409 2200 a
2600¹
913
Massa específica
aparente (kg/m³)
638 564 385 _ _
Volume de vazios
permeáveis (%)
56,6 60,9 74,2 _ _
Absorção máxima (%) 93,8 110,0 182,2 _ _
Comprimento )( 1
_
−±QVO (mm)*
28,70 ±
10,38
19,62 ±
13,77
15,56 ±
15,87
0,8 a 19² 28,90 ± 0,75
Diâmetro )( 1
_
−±QVG (mm)
0,210 ±
0,101
0,227 ±
0,092
0,099 ±
0,061
0,00075 ±
0,00150¹
0,0358 ±
0,0024
Alongamento na ruptura
(%)
23,9 a
51,4 6
4,9 a
5,4 6
5,2 7 21 22,3 a 26,0 4
Resistência à tração
(Mpa)
95 a
118 6
347 a
378 6
160 7 560 a
750²
250 4
Módulo de elasticidade
(Gpa)
2,8 9 15,2 5 17,4 5 164 2 2,0 4
FONTES:
1 – IPT (1981)
2 – AGOPYAN (1983)
3 – GUIMARÃES (1984)
4 – DANTAS (1987)
5 – CHAND et al. (1988)
6 – IPT (1989)
7 – OLIVEIRA (1989)
NOTA:
* - as fibras vegetais têm comprimentos mairoes que os indicados; as aqui
empregadas foram cortadas.
OBSERVAÇÕES:
- a massa específica real considera os vazios permeáveis, o que não
acontece com a massa específica aparente (WAENY, 1980).
- os comprimentos e diâmetros são dados em valores médios (_
O ou _
G ) ±
desvios-padrão (s n-1).
As fibras vegetais apresentam grandes mudanças em sua secção transversal,
ao longo do comprimento. Para as fibras utilizadas neste estudo, a variação
do diâmetro entre as extremidades de cada filamento foi da ordem de 30%, o
que parece exercer influência positiva sobre a ancoragem dessas fibras,
quando usadas para reforço de matrizes frágeis.
Os valores de absorção máxima de água das fibras vegetais foram compatíveis
com os propostos por TEZUKA et al. (1984) e, por outro lado, inferiores
àqueles indicados por VAHAN (1988). São esperadas discrepâncias elevadas
nessas determinações, em decorrência da grande variedade para cada tipo de
fibra, da incidência de impurezas (casca e pó, principalmente) e da
dificuldade em se definir a situação saturada com superfície seca, durante
a obtenção das absorções.
Na figura 4.4, esta representada a absorção de água pelas fibras vegetais,
ao longo das primeiras 24 horas de imersão, calculada com base na norma
ABNT NBR 9778 (1987).
Nos primeiros 15 minutos, ocorre, pelo menos, 60% da absorção total e, apos
24 horas, esta atinge cerca de 85% do total. A partir de 8 horas de
imersão, fica evidente a estabilização do processo. Esse aspecto acarreta a
interferência da fibra sobre a relação água-cimento, adotada para a matriz,
pois parte da água fica retida pela fibra.
Apesar da elevada absorção de água, as fibras vegetais são empregadas apos
secagem em estufa a 60 ºC, ate constância de massa. SAVASTANO JR. (1987)
concluiu sobre a inviabilidade de se molhar previamente a fibra, pela
dificuldade, já exposta anteriormente, de se conseguir saturação com
superfície seca e por esse processo não ensejar alterações significativas
no comportamento mecânico do compósito.
Fig. 4.4 Absorção de água por fibras vegetais em temperatura ambiente. ABNT
NBR 9778 (1987).
No caso específico do polipropileno, as fibras curtas foram empregadas na
forma de filamentos cortados, e as fibras longas, como fitas fibriladas não
cortadas, com secção transversal retangular de dimensões (1,3126 - 0,2614)
x (0,0373 - 0,0014) mm . Segundo DANTAS (1987), a fita fibrilada apresenta
resistência à tração de 250 MPa e modulo de elasticidade entre 4 GPa e 8
GPa, portanto maiores que os valores recomendados para filamentos. As
demais propriedades listadas na tabela 4.3 são validas para os dois tipos
de fibra.
A explicação para a substituição dos feixes de filamento de polipropileno
pelas fitas fibriladas se baseia no fato de que os primeiros costumam
aprisionar grandes volumes de vazios, no caso dos ensaios com fibras
alinhadas em matriz de pasta de cimento. Esse fato e indesejável, por
reduzir muito a aderência entre fibra e matriz.
Para maiores informações sobre obtenção e propriedades básicas das fibras
em uso neste experimento, e recomendável consulta aos trabalhos de
FERRANTINI (1987) e KELLY (1989), referentes às fibras de amianto
crisotila, e aos experimentos de GUIMARSES (1984) e AGOPYAN (1988), com
fibras de malva, sisal e côco, bem como aos estudos de HANNANT (1978) e
BENTUR (1989), a respeito de fibras de polipropileno.
����3URGXomR�GRV�FRPSyVLWRV
Foram moldadas, ao todo, 30 series de compósitos e 6 series de matriz de
pasta de cimento Portland comum, para as idades de ruptura aos 7, 28, 90 e
180 dias e com relações água-cimento em massa de 0,30, 0,38 e 0,46,
conforme registrado na tabela 4.4. Na fase preliminar desta pesquisa,
constatou-se boa trabalhabilidade do compósito recém-misturado e bons
resultados dos ensaios mecânicos para relação água-cimento próxima de 0,38;
dai o fato de essa relação ser empregada para o maior numero de series
ensaiadas.
De acordo com recomendação de RILEM (1984), dentro de cada serie, foram
moldados seis corpos-de-prova para cada um dos ensaios mecânicos, a saber:
tração direta, tração na flexão, tração por fendilhamento, com fibras
distribuídas aleatoriamente ou alinhadas, e arrancamento de fibras.
Também foram destinadas amostras dessas series para os ensaios químicos e
de microestrutura.
Tabela 4.4 Numeração das séries de corpos-de-prova da faze definitiva dos
ensaios.
,GDGH��GLDV� � �� �� ���7LSR�GH�ILEUD�HPSUHJDGD
5HODomR�D�F 0,38 0,30 0,38 0,46 0,38 0,38
Sem fibra 1 7 13 19 25 31
Amianto 2 8 14 20 26 32
Malva 3 9 15 21 27 33
Sisal 4 10 16 22 28 34
Côco 5 11 17 23 29 35
Polipropileno 6 12 18 24 30 36
A partir da observação das características das cinco fibras em estudo, suas
massas específicas e tendências a embolamento, optou-se por teores em
volume diferenciados para os compósitos: 4% para fibras vegetais e 1% para
polipropileno e para amianto. Essa escolha fundamentou-se também em estudos
realizados por TEZUKA (1989) e por DANTAS (1987) com fibras semelhantes e
em resultados obtidos na fase preliminar desta pesquisa, com a intenção de
se empregarem teores próximos aos considerados ótimos.
Para determinação das massas de fibras vegetais referentes aos teores
fixados, foram utilizadas suas massas específicas aparentes, que não
consideram os vazios permeáveis das fibras, para a obtenção de porcentagens
em volume compatíveis àquelas das fibras impermeáveis. Ainda para esse
calculo, foram determinadas as massas específicas das matrizes recém-
misturadas: 2,108 kg/dm³, 1,982 kg/dm³ e 1,856 kg/dm³, para relações água-
cimento iguais a 0,30, 038 e 0,46 respectivamente.
A mistura do compósito foi feita em argamassadeira com capacidade nominal
de 5 dm³, e o tempo de mistura foi 5 minutos. Em seguida, os corpos-de-
prova foram moldados e adensados durante 15 segundos, em mesa vibratória,
para reduzir o volume de vazios.
Os corpos-de-prova eram desmoldados em 24 horas e, em seguida, colocados em
câmara úmida (umidade relativa maior que 95% e temperatura igual a 22 ±
2ºC), para cura, ate a data de ruptura. De acordo com a pratica usual, os
corpos-de-prova foram ensaiados ainda úmidos, o que provavelmente conduziu
a valores de resistência à tração menores do que se fossem secos em estufa,
por exemplo, como observado por COUTTS (1988).
Em conseqüência do retardamento de pega da pasta de cimento em contato com
as fibras de sisal, como já observado por ZONSVELD (1975), a desforma desse
compósito, em especial, só ocorreu 48 horas depois da moldagem. Apenas os
corpos-de-prova do ensaio de arrancamento de fibras não foram colocados na
câmara úmida, e, sim, mantidos em sala climatizada (umidade relativa igual
a 70% e 21ºC de temperatura), para evitar-se a deterioração acelerada das
fibras vegetais, parcialmente expostas fora da pasta de cimento.
����&DUDFWHUL]DomR�EiVLFD�GRV�FRPSyVLWRV
Para melhor conhecimento dos compósitos e da matriz sem fibras, foram
realizados diversos ensaios físicos para os materiais recém-misturados e
para aqueles com 210 dias de idade. Também foram feitos ensaios químicos
para todas as series de compósitos e de matrizes sem fibras, utilizadas nos
ensaios mecânicos.
������&DUDFWHUL]DomR�ItVLFD
Para o compósito no estado recém-misturado, foram determinados índice de
consistência, massa especifica e teor de ar incorporado, nesta mesma ordem,
com base nas normas ABNT NBR 7215 (1982), ABNT NBR 9833 (1987) e ASTM C-231
(1989). A tabela 4.5 traz os resultados desses ensaios, e pode-se observar,
para as relações água-cimento iguais a 0,30 e 0,38, a diminuição da massa
especifica por causa da presença das fibras. Para a relação igual a 0,38,
aumenta o teor de ar incorporado para os compósitos fibrosos, o que ajuda a
explicar a diminuição dos seus valores de massa especifica, quando
comparados ao da matriz sem fibras. Para relação água-cimento de 0,46,
ocorre o inverso, ou seja, a matriz, bastante fluida nesse caso, apresenta
massa especifica menor que os compósitos, provavelmente por não terem sido
atingidas as condições ideais de moldagem e de adensamento para retirada do
elevado teor de ar incorporado pela própria pasta de cimento.
Tabela 4.5 Propriedades físicas das matrizes e compósitos no estado recém-
misturado.
5HODomR�D�F ���� ���� ����
3URSULHGDGH
GD�)LEUD
γ
(kg/dm³)
IC
(mm)
γ
(kg/dm³)
IC
(mm)
Teor de
ar (%)
γ
(kg/dm³)
IC
(mm)
Sem fibra 2,108 205 1,982 268 0,7 1,856 339
Amianto 2,082 156 1,979 180 2,6 1,895 232
Malva 2,097 197 1,981 257 2,0 1,884 293
Sisal 2,072 209 1,936 269 4,4 1,857 318
Côco 2,072 197 1,956 259 2,0 1,870 291
Polipropileno 2,093 209 1,965 255 1,7 1,866 284
NOTAS:
γ = massa específica (ABNT NBR 9833, 1987);
IC = índice de consistência (ABNT NBR 7215, 1982);
Teor de ar = teor de ar incorporado (ASTM C-231, 1989).
Os índices de consistência apontam para a diminuição da plasticidade pela
presença das fibras, principalmente para as de amianto, por serem bastante
curtas, o que contribui para a sua distribuição homogênea no interior da
matriz. Os compósitos com fibras de sisal são aqueles que apresentam maior
fluidez, em virtude do maior volume de bolhas de ar incorporado, que
funcionam como lubrificante.
Quando da definição dos teores de fibra (item 4.3), não houve intenção em
serem mantidas próximas as consistências dos compósitos, em decorrência das
características bastante diversas das fibras utilizadas, tais como
fibrilação, comprimento e absorção de água.
No estado endurecido, com 210 dias de idade, foram determinados absorção de
água, índice de vazios permeáveis e massa especifica, segundo a norma ABNT
NBR 9778 (1987), para matriz e compósitos com relação água-cimento igual a
0,38. Seguem, na tabela 4.6, os resultados obtidos, como a media de três
corpos-de-prova. Os valores de massa especifica aparente saturada e de
massa especifica real apresentam-se menores para os compósitos em
comparação à matriz, devido às fibras e aos vazios não permeáveis,
incorporados por elas. Quanto à absorção e ao volume de vazios permeáveis,
não há clara diferença entre os compósitos e a matriz sem fibras, o que
indica pequena alteração na incidência de poros permeáveis pela presença
das fibras. Entretanto, existe relação direta entre o volume de vazios
permeáveis e a absorção apos fervura.
Tabela 4.6 Propriedades físicas dos compósitos e da matriz no estado
endurecido, relação água-cimento igual a 0,38, com 210 dias de idade
(1987).
0DVVD�HVSHFtILFD� ��NJ�GPñ�7LSR�GH
ILEUD
HPSUHJDGR
QR
FRPSyVLWR
$EVRUomR
DSyV
LPHUVmR
���
$EVRUomR
DSyV
IHUYXUD
���
9ROXPH�GH
YD]LRV
SHUPDQHQWH
���
$SDUHQWH
VHFD
$SDUHQWH
VDWXUDGD
$SDUHQWH
VDWXUDGD
DSyV
IHUYXUD
5HDO
Matriz 18,92 19,42 33,53 1,727 2,053 2,062 2,598
Amianto 17,10 17,56 30,34 1,728 2,023 2,031 2,480
Malva 16,66 18,22 31,71 1,740 2,031 2,057 2,549
Sisal 17,45 20,55 34,04 1,657 1,946 1,997 2,511
Côco 17,69 19,76 33,79 1,710 2,013 2,048 2,583
Poliprop. 17,94 19,02 32,78 1,724 2,033 2,051 2,564
NOTA:
* - Massa específica (simbologia da NBR 9778/87):
• aparente seca: A/(C-D);
• aparente saturada: B/(C-D);
• aparente saturada após fervura: C/(C-D);
• real: A/(A-D).
onde:
A = massa seca em estufa;
B = massa saturada após imersão;
C = massa saturada após imersão e fervura;
D = massa saturada após imersão obtida em balança hidrostática.
������&DUDFWHUL]DomR�TXtPLFD
Foram feitas determinações de cal livre pelo método do etilenoglicol, com
base na norma ABNT NBR 7227 (1989), para todas as series listadas na tabela
4.4. As amostras de compósitos hidratados foram moídas e, a seguir,
submetidas ao ensaio para determinação da porcentagem em massa do hidróxido
de cálcio total. Os resultados estão registrados na tabela 4.7, e nota-se o
aumento dos teores de cal livre para a relação água-cimento mais elevada
(0,46), aos 28 dias de idade, independentemente do tipo de fibra empregado.
Quanto maior a proporção de água, maior a dissolução de íons-cálcio, com a
posterior formação de portlandita.
Tabela 4.7 Teor de óxido de cálcio livre em compósitos à base de cimento
(% em massa). ABNT NBR 7227 (1989).
,GDGH��GLDV� � �� �� ���7LSR�GH�ILEUD�HPSUHJDGD
5HODomR�D�F 0,38 0,30 0,38 0,46 0,38 0,38
Sem fibra 9,3 10,0 11,0 13,8 12,1 11,1
Amianto 11,0 11,0 10,3 11,6 11,4 11,1
Malva 11,7 9,3 11,1 11,8 10,8 8,6
Sisal 12,5 10,8 12,0 13,4 10,3 10,5
Côco 9,5 11,5 10,3 12,4 10,9 9,6
Polipropileno 11,0 10,6 10,8 11,9 11,2 10,1
Para as matrizes de pasta de cimento, com as diversas relações água-cimento
e idades de hidratação em estudo, foram realizados ensaios de perda ao
fogo, conforme ABNT NBR 5743 (1989), para determinação dos teores de água
quimicamente combinada e de carbonatos, cujos resultados estão na tabela
4.8.
As porcentagens de anidrido carbônico (CO ) indicam os teores de
carbonatos. Como o cimento empregado não possui adições de material
carbonático (ver análise química no anexo A), os valores encontrados para o
anidrido carbônico são atribuídos à carbonatação sofrida pelo hidróxido de
cálcio em contato com a atmosfera, durante a moagem da amostra.
Tabela 4.8 Teor de perda ao fogo em pastas de cimento hidratado (% em
massa). ABNT NBR 5743 (1989).
,GDGH��GLDV� � �� �� ���7LSR�GH�ILEUD
HPSUHJDGD 5HODomR�D�F 0,38 0,30 0,38 0,46 0,38 0,38
Até 550ºC 16,64 19,48 19,63 23,37 19,28 22,13
De 550º a 1000ºC 2,64 2,35 2,46 2,96 2,81 2,71
Total 19,28 21,83 22,09 26,33 22,09 24,84
Teor de CO 2 1,65 1,37 1,38 1,49 0,98 1,31
Teor menos CO 2 17,63 20,46 20,71 24,84 21,11 23,53
Ao se descontar o teor de anidrido carbônico da perda ao fogo total, obtém-
se a perda da água quimicamente combinada. Essa perda ao fogo aumenta com a
relação água-cimento e com a idade de hidratação, o que demonstra maior
grau de hidratação e, conseqüentemente, maior teor de água quimicamente
combinada.
����&RPHQWiULRV
A caracterização básica das fibras, da matriz de pasta de cimento e dos
compósitos fibrosos, aliada ao estudo sobre a estrutura desses materiais
(capítulo 3º), mostrou-se de grande valor, como base para comentários e
conclusões desta pesquisa (capítulos 6º, 7º e 8º).
No entanto, as análises por difração de raios X (DRX) não conseguiram
diferenciar satisfatoriamente a matriz de pasta de cimento para as diversas
idades e relações água-cimento.
Para isso, seria necessário fazer-se melhor correlação entre a intensidade
dos picos e a concentração dos compostos detectados. Este ultimo recurso,
em conjunto com ensaios térmicos, por exemplo, pode levar à melhor
caracterização da matriz.
Também os teores de cal livre dos compósitos fibrosos poderão ser
determinados com maior confiabilidade em experimentos futuros, por meio de
novas adaptações da norma ABNT NBR 7227 (1989), proposta originalmente para
cimento Portland anidro.
��0(72'2/2*,$�'26�(16$,26
Este capítulo relata os princípios básicos de todos os procedimentos
laboratoriais relevantes, utilizados na execução dos ensaios mecânicos e de
microestrutura para matrizes sem fibras e compósitos. Muitos dos parâmetros
dos ensaios aqui utilizados foram previamente escolhidos na fase preliminar
desta pesquisa, descrita no item 4.1.
����(QVDLRV�PHFkQLFRV
Foram realizados cinco ensaios mecânicos diferentes, com o objetivo de se
constatar a inter-relação da zona de transição com a aderência entre fibra e
matriz; neste item, faz-se a descrição sucinta de cada um deles. Entre
outras determinações, a da resistência à tração representa uma medida
indireta de como funciona essa junta fibra e matriz, durante a solicitação
mecânica do compósito. Também foram traçados, em todos os ensaios, gráficos
que relacionam o carregamento com a deformação sofrida, para fins de cálculo
da energia absorvida, de grande importância para determinação da tenacidade
do compósito, tanto na fase elástica de carregamento como após a sua
fissuração.
������(QVDLR�GH�WUDomR�GLUHWD
Para obtenção da resistência à tração e da energia especifica, optou-se pelo
ensaio de tração direta, que apresenta a vantagem de não misturar
solicitações de diferentes naturezas, como se observa no ensaio de flexão
(item 5.1.2).
A maior dificuldade na definição deste ensaio foi conseguir um sistema de
garras que não introduzisse tensões secundarias no corpo-de-prova, o que
dissimula a carga de tração ao longo do seu eixo principal.
Com esse intuito, foi inicialmente desenvolvido corpo-de-prova com forma de
"I", adaptado de DAS GUPTA et al. (1978) e de AKIHAMA et al. (1986), de modo
que a solicitação era feita por meio de fios que se ancoravam nos topos.
Observou-se que havia concentração de tensão nos pontos de transferência de
carga do fio para o corpo-de-prova e que, além disso, as deformações
acomodações sofridas pelo fio tracionado impediam a leitura correta da
deformação do compósito durante o ensaio.
Para reduzir os problemas levantados, com a orientação da norma ASTM C-190
(1985) e dos experimentos realizados por BANTHIA; TROTTIER (1989) e por
CURRIE; GARDINER (1989), optou-se por corpo-de-prova com formato de "8", com
75 mm de comprimento e área de ensaio, onde ocorre a ruptura, de (25 x 25)
mm2. Empregou-se garra metálica ajustada aos topos do corpo-de-prova,
conforme se observa na figura 5.1, com sensível melhora do comportamento na
região de transferência de carga. Os ensaios foram realizados em prensa
Instron 1123, com fundo de escala igual a 5 kN, 5mm/min de velocidade do
carregamento e 100 mm/min de velocidade do papel gráfico.
Fig. 5.1 Ensaio de tração direta. Compósito com fibras de polipropileno em
estágio avançado de deformação.
A energia específica equivale à energia total absorvida (área sob a curva
carga x deformação) dividida pela área de fratura do corpo-de-prova, de
forma idêntica ao exposto pela equação 5.2, do item 5.1.2. A figura 5.2
mostra o diagrama carga x deformação do ensaio de tração direta para um
corpo-de-prova da serie 35 (tabela 4.4). Neste caso, a interrupção do ensaio
era marcada pelo ponto em que a solicitação se reduzia a 50 N, menor valor
sensível da escala de carregamento escolhida.
Fig. 5.2 Diagrama de carga x deformação típico do ensaio de tração direta.
������(QVDLR�GH�WUDomR�QD�IOH[mR
O ensaio de tração na flexão e bastante usado como medida indireta da
resistência à tração e da ductilidade de materiais fibrosos. A boa
reprodutibilidade e a execução fácil são consideradas as principais razões
para a grande aplicação desse ensaio, o que permite a comparação entre
resultados de pesquisas análogas.
Foi utilizado equipamento de quatro cutelos com vão inferior de 270 mm. As
dimensões dos corpos-de-prova foram ajustadas para reduzir o efeito negativo
da mudança de posição da linha neutra de solicitação, durante o
desenvolvimento do ensaio (RILEM, 1984), e, desse modo, foi adotado o
tamanho (300 x 150 x 15) mm 3. Tem-se, assim, que a resistência obtida por
esse experimento deve ser considerada como estimativa, já que constitui
medida indireta e toma por base o fato de a linha neutra de tensões, na
seção mais solicitada, não sofrer alteração.
A figura 5.3 mostra o dispositivo de ensaio com quatro cutelos, montado em
prensa Emic MEM-2000 (fundo de escala: 2 kN, velocidade de carregamento: 5
mm/min e velocidade do papel gráfico: 100 mm/min), e observa-se a
necessidade de capeamento na face de moldagem do corpo-de-prova, para melhor
distribuição da carga aplicada. A fratura deve desenvolver-se no terço médio
do corpo-de-prova, o que demonstra simetria na aplicação do carregamento.
Fig. 5.3 Ensaio de tração na flexão com quatro cutelos.
Corpo-de-prova capeado nos pontos de apoio.
Para o cálculo da resistência à tração na flexão, utilizou-se a equação 5.1,
abaixo. A energia absorvida pelo corpo-de-prova equivale à área sob a curva
do gráfico carga x deformação, e a energia específica e calculada conforme a
equação 5.2. A figura 5.4 traz o diagrama de carga x deformação de um corpo-
de-prova da serie 16 (tabela 4.4), e a área sob a curva e medida
graficamente.
Fig. 5.4 Diagrama de carga x deformação típico do ensaio de tração na
flexão.
O ensaio era interrompido ao se atingir deslocamento igual a 6 mm do prato
de aplicação de carga da prensa, pois, a partir dai, a transferência de
esforços para os corpos-de-prova acontecia de forma irregular.
2.
1.
HE3
IW
= (5.1)
onde:
f = resistência à tração na flexão;
P = carga máxima atingida;
l = vão entre cutelos inferiores;
b = largura do corpo-de-prova;
e = espessura do corpo-de-prova.
HE(
5.
= (5.2)
onde:
R = energia específica;
E = energia total absorvida.
������(QVDLR�GH�WUDomR�SRU�IHQGLOKDPHQWR
Este ensaio foi desenvolvido na presente pesquisa, a partir de procedimentos
de ensaio similares adotados por DIAMOND; MINDESS (1980), BENTUR et al.
(1985a) e LI et al. (1987).
Conforme mostra o esquema da figura 5.5, trata-se de corpo-de-prova com
dimensões (70 x 70 x 10) mm 3 com entalhe no centro. A carga de tração e
aplicada por meio de cunha de madeira e transferida ao corpo-de-prova por
dois pinos metálicos com rolamentos, para diminuir ao máximo o atrito. A
figura 5.6 traz fotografia do ensaio de tração por fendilhamento, realizado
em prensa Emic MEM-2000, com fundo de escala igual a 200 N, 5 mm/min de
velocidade do carregamento e 100 mm/min de velocidade do papel gráfico.
Fig. 5.5 Esquema do ensaio de tração por fendilhamento em corpo-de-prova
com entalhe.
Fig. 5.6 Ensaio de tração por fendilhamento, durante sua realização.
O ensaio de tração por fendilhamento tem como objetivo a analise da evolução
de uma fratura pré-induzida por entalhe no corpo-de-prova e esta subdividido
em duas versões: com fibras distribuídas aleatoriamente na matriz e com
fibras discretas, alinhadas perpendicularmente à direção do entalhe. A
primeira versão apresentada simula a fissuração real dos compósitos,em que
muitas fibras, com direcionamento qualquer, são atravessadas pela fissura.
Já a segunda versão constitui modelo teórico para analise do comportamento
da fissura ao atravessar uma fibra isolada, o que permite a avaliação direta
da aderência fibra-matriz.
�������� (QVDLR� GH� WUDomR� SRU� IHQGLOKDPHQWR� FRP� ILEUDV� GLVWULEXtGDV
DOHDWRULDPHQWH
A figura 5.7 traz o esquema das formas utilizadas para moldagem dos corpos-
de-prova. Observam-se dois pinos metálicos, para posicionamento dos
rolamentos de aplicação do carregamento, e um pino plástico central com uma
fita de cartolina, para predeterminação do entalhe. A figura 5.8 traz um
corpo-de-prova com fibras de polipropileno ao final do ensaio, com fratura
induzida pelo entalhe.
Para o ensaio com fibras distribuídas aleatoriamente na matriz, obtém-se
como resultados o carregamento máximo, a energia especifica absorvida e o
índice de tenacidade, os dois últimos descritos nas equações 5.3 e 5.4
respectivamente. O cálculo do índice de tenacidade se baseia no exposto por
WANG et al. (1987) e por CHANVILLARD et al. (1990).
KH(
5.
= (5.3)
onde:
R = energia especifica;
E = energia total absorvida;
e = espessura do corpo-de-prova;
h = altura da superfície de fratura.
100.0((
7 = (5.4)
onde:
T = índice de tenacidade, em %;
E = energia total absorvida;
E0 = energia absorvida na fase elástica.
Fig. 5.7 Formas para ensaio de tração por fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente na matriz.
Fig. 5.8 Corpo-de-prova de compósito com fibras de polipropileno,
distribuídas aleatoriamente, após ensaio de tração por fendilhamento.
��������(QVDLR�GH�WUDomR�SRU�IHQGLOKDPHQWR�FRP�ILEUDV�DOLQKDGDV
As fibras longas, empregadas neste ensaio, são iguais àquelas usadas nos
ensaios com fibras distribuídas aleatoriamente, porem não cortadas.
Constituem exceção as fibras longas de polipropileno, com secção retangular
de dimensões (1,3126 ± 0,2614) x (0,0373 ± 0,0014) mm 2. As fibras de
amianto, por serem muito curtas, não se empregam neste ensaio.
Para o ensaio com fibras alinhadas, são posicionadas cinco fibras longas,
perpendicularmente à direção do entalhe, a fim de se observar, durante a
evolução da fratura, a aderência e a transferência de tensões entre a matriz
e as fibras isoladas. Como no corpo-de-prova fissurado ocorre queda brusca
do carregamento em decorrência do pequeno numero de fibras, adota-se como
resultado deste ensaio a energia especifica absorvida na fase elástica, ou
seja, ate a fissuração dada pela expressão 5.5, alem do carregamento máximo
alcançado.
KH(
5.0
0 = (5.5)
onde:
R = energia especifica da fase elástica;
E = energia absorvida na fase elástica;
e = espessura do corpo-de-prova;
h = altura da superfície de fratura.
As figuras 5.9 e 5.10 mostram, pela ordem, a forma e os corpos-de-prova logo
após a desmoldagem, com destaque para as cinco fibras perpendiculares à
direção do entalhe.
Fig. 5.9 Formas para moldagem de dois corpos-de-prova do ensaio de tração
por fendilhamento com fibras alinhadas.
Fig. 5.10 Corpos-de-prova do ensaio de tração por fendilhamento com fibras
alinhadas, logo após a desmoldagem.
������(QVDLR�GH�DUUDQFDPHQWR�GH�ILEUDV
Empregam-se as mesmas fibras descritas no item 5.1.3.2, para o ensaio de
tração por fendilhamento com fibras alinhadas. A metodologia utilizada neste
ensaio foi desenvolvida na fase preliminar desta pesquisa e se baseia nos
estudos de TATTERSALL; URBANOWICZ (1974) e de BARTOS (1980).
Durante os ensaios preliminares, fez-se a analise da influência da direção
da fibra com relação à moldagem da matriz, no que se refere à aderência. Os
resultados obtidos para a resistência ao cisalhamento foram 15% maiores para
o caso da fibra paralela à direção de moldagem da matriz, em comparação com
a fibra perpendicular à direção de moldagem.
No segundo caso, atribui-se esse comportamento desfavorável ao acumulo de
água e vazios que ficam retidos na superfície inferior da fibra.
GRAY;JOHNSTON(1984),em seu experimento com argamassa de cimento reforçada
com fibras de aço, obtiveram resultados semelhantes. Assim, em consequência
do observado, o presente experimento adotou moldagem paralela à direção da
fibra.
A figura 5.11 ilustra o dispositivo de moldagem, onde as fibras longas têm
suas extremidades superiores presas ao varal, e as inferiores, a um peso,
para mantê-las esticadas e a prumo. A figura 5.12 mostra a realização do
ensaio, em prensa Instron 1123 (fundo de escala: 20 N, velocidade de carga:
5 mm/min e velocidade do papel gráfico: 20 mm/min), com destaque para o
suporte do corpo-de-prova e para a garra pneumática com a qual se prende a
fibra. Como em todos os ensaios, e feito registro em papel gráfico da
relação carga x deslocamento, para posterior determinação da energia
absorvida pelo corpo-de-prova.
O arrancamento direto consiste em sacar a fibra que esta 50 mm engastada na
matriz. Durante o ensaio, existe a fase inicial elástica, em que matriz e
fibra estão perfeitamente aderidas, e, atingido o valor da resistência ao
cisalhamento, inicia-se o escorregamento da fibra, e o escorço resistente
passa a ser o de atrito.
Fig. 5.11 Dispositivo para moldagem dos corpos-de-prova para ensaio de
arrancamento de fibras.
Fig. 5.12 Ensaio de arrancamento de fibras. Prensa pneumática para prender a
extremidade da fibra.
Escolheu-se comprimento de ancoragem de 50 mm para as fibras, admitido como
o mínimo necessário para assegurar a exeqüibilidade do ensaio, tendo em
vista as características do dispositivo para moldagem dos corpos-de-prova e
da prensa para realização dos carregamentos. Para as fibras de amianto, não
se realizou o ensaio de arrancamento, em decorrência do seu pequeno
comprimento.
Como resultado, calcula-se, com o emprego das equações 5.6 e 5.7,
respectivamente, a resistência ao cisalhamento e a energia especifica
absorvida.
E
Y X3
I1.
= (5.6)
onde:
fv = resistência ao cisalhamento;
P = carga máxima atingida;
u = perímetro da secção transversal da fibra;
l b = comprimento de ancoragem.
EX(
51.
= (5.7)
onde:
R = energia específica;
E = energia total absorvida, igual à área sob a curva do gráfico carga x
deformação.
����(VWXGR�GD�PLFURHVWUXWXUD
O objetivo deste estudo e a caracterização microestrutural da zona de
transição entre matriz e fibras para todas as series de compósitos com
fibras de amianto crisotila, de coco e de polipropileno (tabela 4.4),
observando-se a influência da idade de hidratação e a da relação água-
cimento. Para os compósitos com fibras de malva e de sisal, foram ensaiados
corpos-de-prova com relação água-cimento igual a 0,38, nas idades de 7 e de
180 dias.
Os ensaios escolhidos para este estudo foram microscopia eletrônica de
varredura (MEV), com imagem de elétrons retroespalhados e de elétrons
secundários, e analise por espectroscopia de raios X por energia dispersiva
(EDS). O equipamento utilizado foi o Cambridge Stereoscan 240, com detector
especial para elétrons retroespalhados, e com analisador por EDS marca Link
Systems, pertencente ao Departamento de Engenharia Metalúrgica e de
Materiais da Escola Politécnica da Universidade de São Paulo (PMT/EPUSP).
Para realização desses ensaios em datas mais convenientes, interrompeu-se a
hidratação do cimento por saturação em acetona (duas imersões, de 15 minutos
cada uma, dos fragmentos das amostras), e, depois, fez-se a secagem com o
uso de bomba de pressão reduzida, com pressão negativa de 40 kPa, de acordo
com recomendações de DJANIKIAN (1987) e de SANTOS (1989). Em seguida, os
corpos-de-prova foram mantidos em dessecador com sílica-gel e cal sodada
(CaO + NaOH), para absorção de água e de anidrido carbônico,
respectivamente, ate o momento do preparo das amostras.
A tabela 5.1 traz a relação dos ensaios microestruturais e os compósitos
para os quais cada um desses ensaios foi aplicado.
Tabela 5.1 Relação dos ensaios de MEV e de EDS.
Idade (dias) 7 28 90 180
Relação a/c 0,38 0,30 0,38 0,46 0,38 0,38
Imagem de elétrons
retroespalhados
Ac-Mv-Ss
Cc-Pp
Ac-Cc
Pp
Ac-Cc
Pp
Ac-Cc Cc Ac-Mv-Ss
Cc-Pp
Imagem de elétrons
secundários
_ _ _ _ _ Mv-Cc
Análise por EDS Ac-Mv-Ss Ac Cc-Pp Ac-Cc Cc Ac-Mv-Ss
������7pFQLFDV�GH�SUHSDUR�GRV�FRUSRV�GH�SURYD
A técnica de preparo dos corpos-de-prova para analise por imagem de elétrons
retroespalhados e por EDS fundamentou-se na recomendação feita por KJELLSEN
et al. (1991).
As amostras foram impregnadas com resina do tipo epóxi (copolímero de
epicloridrina e difenilol-propano, conhecido comercialmente por Araldite),
diluída em álcool etílico anidro, e submetidas a pressão negativa de 85 kPa
por 2 minutos. Em seguida, as amostras foram mantidas em estufa a 50ºC por
15 horas, para catalisar a polimerização da resina, e cortadas a seco em
tamanho padronizado com serra de disco. O lixamento foi composto de três
fases e utilizou, pela ordem aqui indicada, carbeto de silício em pó com
dimensões medias dos grãos iguais a 85 cm, 36 µm e 15 µm. Por último,
empregou-se polimento com pastas de diamante de três faixas granulométricas:
4 µm a 8 µm, 2 µm a 4 µm e menor que 1 µm. Como lubrificante de polimento,
utilizou-se álcool etílico anidro, para que se evitasse a dissolução do
hidróxido de cálcio presente nos compósitos.
Por fim, os corpos-de-prova foram colocados em cuba com acetona e submetidos
a limpeza por ultra-som durante dois minutos.
A impregnação do compósito com resina evita que os produtos de hidratação de
menor dureza sejam removidos pelo polimento e mantém intacta a estrutura
original de poros na zona de transição e longe dela. Alem disso, observa-se
que a superfície polida facilita a determinação da espessura da zona de
transição e a identificação do tamanho e da distribuição de alguns compostos
da pasta hidratada de cimento, à medida que se afasta da superfície da
fibra.
Por não ser condutora elétrica, a amostra necessita recobrimento de alguns
micrometros de espessura, com material que possibilite o escoamento dos
elétrons incidentes durante a microscopia. Nesta pesquisa, empregou-se
carbono, pelo fato de não ser detectado pelas analises por EDS.
Para análises por imagem de elétrons secundários, foram selecionadas
amostras não impregnadas, com superfície de fratura exposta e recobrimento
com material condutor (ouro ou carbono).
������0LFURVFRSLD�HOHWU{QLFD�GH�YDUUHGXUD
A MEV com imagem de elétrons retroespalhados e apropriada para corpo-de-
prova com superfície plana e polida, o que e favorável, pois os planos de
fratura têm o inconveniente de atravessar, preferencialmente, os elementos
de menor resistência do compósito. Essa imagem tem ainda a vantagem de
diferenciar as diversas regiões da superfície analisada, por meio de
contraste do numero atômico: quanto maior o numero atômico do elemento
químico, mais clara a imagem e vice-versa (GOODHEW; HUMPHREYS, 1988).
As analises com imagem de elétrons secundários apresentam a vantagem de
fornecer micrografias em três dimensões, pois as analises são feitas sobre
superfícies de fratura. Já a informação química não e evidenciada, pois a
emissão de elétrons secundários varia, de forma muito fraca e irregular, com
o numero atômico.
Os aumentos usualmente empregados nesta pesquisa não foram superiores a 500
vezes, e o máximo conseguido foi 4160 vezes. A distância de trabalho
(distância entre a abertura da objetiva e o corpo-de-prova) variou de 9 mm a
33 mm, e a tensão aceleradora foi 15 kV na maioria das análises.
������(VSHFWURVFRSLD�GH�UDLRV�;�SRU�HQHUJLD�GLVSHUVLYD
As analises por EDS foram feitas sobre superfícies planas e polidas das
amostras, conforme recomenda KIYOHARA (1991) para determinações
semiquantitativas. Para os elementos em estudo, a pior resolução, relativa
ao magnésio, e de 6 µm, considerada compatível com os pequenos aumentos
praticados.
A escolha das regiões para analise seguiu recomendação de PADILHA; AMBROZIO
FILHO (1985), para garantir a representatividade das determinações.
Foram empregadas análises por EDS de três tipos: distribuição dos elementos
por meio de imagem de raios X, analises em linha por varredura mecânica ou
em um ponto.
Foi determinada a composição porcentual atômica dos elementos cálcio,
silício, ferro,aluminio,enxofre, magnésio, potássio e fósforo, para as
analises pontuais. A escolha desses elementos decorreu do fato de terem sido
detectados previamente, nos ensaios preliminares.
����&RPHQWiULRV
Os ensaios mecânicos tiveram o objetivo de promover a caracterização básica
dos compósitos cujos resultados e comentários estão no capitulo 6º. Foram
feitas adaptações nesses experimentos em consequência da matriz utilizada,
de pasta de cimento, e, também, devido à sensibilidade dos equipamentos.
Os resultados dos ensaios de microscopia eletrônica de varredura (MEV) e de
espectroscopia de raios X por energia dispersiva (EDS), e seus respectivos
comentários, seguem no capitulo 7º. A principal dificuldade encontrada,
nesta fase experimental, foi o preparo dos corpos-de-prova de superfície
plana, onde o polimento não pode modificar a estrutura do material a ser
analisado.
��&203257$0(172�0(&Æ1,&2�'26�&203Ï6,726
Este capítulo traz os resultados dos ensaios mecânicos referentes às 36
séries moldadas (tabela 4.4), os quais são utilizados para estudo da
influência do tipo de fibra, da relação água-cimento e da idade de
hidratação, sobre as principais propriedades estudadas: resistência à
tração, energia específica e índice de tenacidade. São, ainda, apontadas as
limitações e deficiências dos métodos de ensaio descritos neste estudo.
Os resultados são interpretados com o uso do método de analise de
variância, que aceita ou rejeita a hipótese de igualdade das medias das
séries ensaiadas, com nível de 5% de significância. Como a analise de
variância rejeita a hipótese de igualdade, se pelo menos uma das medias e
diferente das demais, COSTA NETO (1977) recomenda o método de Tukey para
comparações múltiplas entre grupos, como critério poderoso para a definição
de quais grupos de séries devem ser considerados diferentes de quais
outros.
Nas figuras 6.1 a 6.20, são apresentados medias e intervalos de 95% de
confiança das propriedades mecânicas dos compósitos, em função dos níveis
de interação entre: (i) tipo de fibra empregado (ou matriz sem fibra) e
idade de hidratação, para relação água-cimento igual a 0,38; (ii) tipo de
fibra (ou matriz sem fibra) e relação água-cimento da pasta, com idade de
28 dias.
As tabelas B.1 a B.40 do anexo B trazem, para todas as propriedades
observadas pelos ensaios mecânicos e para todos os níveis de interação
entre fatores, os seguintes elementos: media, desvio-padrão, grupos
homogêneos de séries, segundo o critério de Tukey, e níveis de
significância (à) da analise de variância.
Os detalhes da metodologia de cada um dos ensaios mecânicos realizados,
tais como dimensões dos corpos-de-prova e procedimentos para cálculo de
resistência, energia absorvida e índice de tenacidade, já foram vistos no
capitulo 5 °. Os resultados individuais de todos os corpos-de-prova
ensaiados estão listados em IPT (1992).
Para determinadas séries dos ensaios de tração por fendilhamento, com
fibras distribuídas aleatoriamente ou alinhadas, foram desprezados alguns
resultados individuais, considerados espúrios. Como critério, calculou-se o
coeficiente de variação (CV) e tomou-se como limite para aceitação da série
CV < 25%, conforme recomendam NANNI; RIBEIRO (1987).
Para o ensaio de arrancamento de fibras, não foram excluídos os valores
espúrios, em razão do pequeno número de corpos-de-prova aproveitados por
série, o que ocorreu em decorrência da ruptura das fibras durante o
carregamento. No item 6.6, são feitas considerações a respeito da concepção
desse experimento.
Seguem, para cada um dos ensaios mecânicos realizados, os resultados
obtidos para as diversas propriedades, com as análises pertinentes. O item
6.6 traz comentários sobre o desempenho dos ensaios e o resumo das
principais caracteristicas dos compósitos. As comparações entre resultados
dos ensaios e as conclusões estão no capitulo 8 °.
����(QVDLR�GH�WUDomR�GLUHWD
A resistência à tração dos compósitos pode ser obtida pelo ensaio de tração
direta, que consegue diferenciar satisfatoriamente essa propriedade, com
níveis de significância inferiores a 1% para as diversas idades e relações
água-cimento (figuras 6.1 e 6.2 e tabelas B.1 a B.4 do anexo B). A
resistência é menor aos 7 dias e, para as demais idades, os intervalos de
95% de confiança das medias se sobrepõem e formam um só grupo homogêneo. As
fibras de amianto são as que conferem maior resistência aos compósitos,
enquanto aqueles com fibras de sisal e de coco são os de pior desempenho. A
relação água-cimento mais baixa leva aos melhores resultados.
Fig. 6.1 Resistência à tração do compósito em diversas idades. x = 0,38,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração direta.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as idades se repetem na sequência de 7,
28, 90 e 180 dias.
Fig. 6.2 Resistência à tração do compósito com varias relações água-
cimento. Idade = 28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração
direta.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as relações água-cimento se repetem na
sequência de 0,30, 0,38 e 0,46.
Percebe-se ainda que, na tração direta, por ocorrer tração pura, as
resistências são por volta de 70% inferiores às registradas pelo ensaio de
flexão. Comportamento semelhante para compósitos fibrosos foi registrado
por AKIHAMA et al. (1986) e por GRAY; JOHNSTON (1987).
A energia específica total absorvida não depende da idade de hidratação,
pois, como se observa na tabela B.5 do anexo B, o nível de significância
entre as idades e superior a 30%. A figura 6.3 mostra que todos os
compósitos apresentam sobreposição dos intervalos de 95% de confiança das
medias para diversas idades, com exceção daqueles com fibras de
polipropileno, que apresentam energia absorvida superior a cinco vezes às
dos demais compósitos. Os desvios-padrão das séries de compósitos com
fibras de polipropileno atingem valores elevados, porem o coeficiente de
variação máximo e de 22%, inferior ao limite de 25%, conforme recomendado
para que se considere a série aceitável (tabela B.6 do anexo B).
A figura 6.4 e as tabelas B.7 e B.8 do anexo B mostram a energia
específica, absorvida pelos compósitos com relações água-cimento iguais a
0,30, 0,38 e 0,46, com 28 dias de idade. Nota-se que, para essa faixa de
valores, não existe
influência significativa da relação água-cimento sobre as propriedades
mecânicas e que os compósitos com fibras de polipropileno diferem dos
demais por apresentar absorção de energia muito maior, principalmente apos
a fissuração da matriz.
Fig. 6.3 Energia específica do compósito em diversas idades. x = 0,38,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração direta.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as idades se repetem na sequência de 7,
28, 90 e 180 dias.
Fig. 6.4 Energia específica do compósito com varias relações água-cimento.
Idade = 28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração direta.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as relações água-cimento se repetem na
sequência de 0,30, 0,38 e 0,46.
A capacidade de diferenciação do presente ensaio pode ser melhorada, ao se
considerar que a heterogeneidade das propriedades das fibras e grande
principalmente para as vegetais, os valores de relação água-cimento
adotados foram próximos entre si e alguns corpos-de-prova apresentaram
ajuste ruim de seus topos no dispositivo de ensaio, porem sem chegar a
comprometer a confiabilidade dos resultados (coeficiente de variação
mantido sempre inferior a 25%).
����(QVDLR�GH�WUDomR�QD�IOH[mR
As figuras 6.5 e 6.6 e as tabelas B.9 a B.12 do anexo B trazem a
resistência à tração na flexão para todos os níveis de interação. Pela
tabela B.9, constata-se que a idade de hidratação não exerce influência
significativa sobre a resistência, pois o nível de significância encontrado
é da ordem de 25%, superior ao nível máximo de 5%, estabelecido para que
sejam considerados distintos os valores de resistência para cada uma das
idades. Apesar disso, a figura 6.5 mostra que, para compósitos com fibras
vegetais e de amianto, há tendência aparente de queda de resistência aos
180 dias de idade. Nota-se, ainda, que os compósitos com fibras de amianto
formam grupo homogêneo, isolado dos demais compósitos, com resistência
media 38% maior que a mais próxima, obtida para compósitos com fibras de
malva.
Fig. 6.5 Resistência à tração do compósito em diversas idades. x = 0,38,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração na flexão.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as idades se repetem na sequência de 7,
28, 90 e 180 dias.
Fig. 6.6 Resistência à tração do compósito com varias relações água-
cimento. Idade = 28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração na
flexão.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as relações água-cimento se repetem na
sequência de 0,30, 0,38 e 0,46.
As tabelas B.11 e B.12 do anexo B trazem índices de significância pequenos
para todos os níveis de interação, porem conseguem demonstrar apenas que,
aos 28 dias de idade e para as relações água-cimento em estudo, os
compósitos com fibras de amianto apresentam resistência media superior à
dos demais e que compósitos com fibras de sisal e de polipropileno não
podem compor um único grupo homogêneo. A relação água-cimento mais baixa
(0,30) proporciona os melhores resultados e as menores resistências
referem-se aos compósitos com relação de 0,46, fato que apenas não foi
observado para a matriz sem fibras (figura 6.6).
Na figura 6.7 e nas tabelas B.13 e B.14 do anexo B, tem-se a energia
específica no ensaio de tração na flexão e é significativa a queda dessa
propriedade, aos 180 dias de idade, para compósitos com fibras vegetais,
provavelmente em decorrência da degradação dessas fibras em condições
severas de exposição (umidade relativa superior a 95%). O compósito que
absorve a maior quantidade de energia é o com fibras de polipropileno, que
chega a atingir aproximadamente o dobro dos resultados obtidos com fibras
de sisal e de coco. Os compósitos com fibras de amianto e de malva
apresentam valores ainda menores, em consequência do pequeno comprimento de
ancoragem dessas fibras; a matriz sem fibras, obviamente, absorve menos
energia que todos os compósitos.
Fig. 6.7 Energia específica do compósito em diversas idades. x = 0,38,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração na flexão.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as idades se repetem na sequência de 7,
28, 90 e 180 dias.
Os valores de energia específica não se alteram significativamente com as
relações água-cimento ( α = 26,71% > 5%) e os compósitos com fibras de
polipropileno, de sisal, de coco e de malva, assim ordenados, formam grupos
homogêneos isolados, com valores decrescentes de energia absorvida,
conforme se observa nas tabelas B.15 e B.16 do anexo B e na figura 6.8.
Fig. 6.8 Energia específica do compósito com varias relações água-cimento.
Idade = 28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de tração na flexão.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as relações água-cimento se repetem na
sequência de 0,30, 0,38 e 0,46.
��� (QVDLR� GH� WUDomR� SRU� IHQGLOKDPHQWR� FRP� ILEUDV� GLVWULEXtGDV
DOHDWRULDPHQWH
As cargas máximas dos ensaios de tração por fendilhamento, com fibras
distribuídas aleatoriamente na matriz, encontram-se expostas nas figuras
6.9 e 6.10 e nas tabelas B.17 a B.20 do anexo B. não são calculadas
resistências
para esse tipo de ensaio, em virtude da concentração de tensões que ocorre
na região do entalhe. As interações entre idade e tipo de fibra, com
relação água-cimento igual a 0,38, e entre relação água-cimento e tipo de
fibra, com
idade de 28 dias, mostram pequena capacidade de diferenciação dos
compósitos ( α > 5%), em decorrência da discrepância elevada entre
resultados de corpos-de-prova de uma mesma série. Isso pode ser observado
nas figuras, por meio dos intervalos de 95% de confiança das medias, que se
sobrepõem para as séries analisadas.
Fig. 6.9 Carga máxima do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo
de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras distribuídas
aleatoriamente.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as idades se repetem na sequência de 7,
28, 90 e 180 dias.
Fig. 6.10 Carga máxima do compósito com varias relações água-cimento.
Idade = 28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com
fibras distribuídas aleatoriamente.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as relações água-cimento se repetem na
sequência de 0,30, 0,38 e 0,46.
As cargas máximas são, aproximadamente, 50% maiores para séries com relação
água-cimento igual 0,30, quando comparadas àquelas com relações iguais a
0,38 e a 0,46, cujas medias são próximas entre si (tabela B.19 do anexo B).
Os compósitos com fibras de amianto suportam carregamentos mais elevados do
que aqueles com outros tipos de fibra, apesar de não formarem grupo
homogêneo, distinto dos demais compósitos.
Nas figuras 6.11 e 6.12 e nas tabelas B.21 a B.24 do anexo B, registra-se a
energia específica total, absorvida pelos compósitos durante o presente
ensaio. Mais uma vez, é significativo, para o critério adotado de
comparações múltiplas, o aumento dos valores dessa propriedade para
compósitos com fibras de polipropileno. Para relação água-cimento de 0,38,
os compósitos com fibras de coco e de sisal formam grupo homogêneo, com
energia total absorvida da ordem de um terço daquela para compósitos com
fibras de polipropileno; outro grupo homogêneo é formado pela matriz sem
fibras e pelos compósitos com fibras mais curtas, ou seja, amianto e malva,
com energias ainda menores (por volta de um sexto das obtidas para
polipropileno). Os desvios-padrão encontrados foram altos, e desprezou-se
um resultado individual de energia específica da série com
fibras de amianto e com 7 dias de idade (tabela 4.4, série 2), por induzir
coeficiente de variação superior a 25%.
Fig. 6.11 Energia específica do compósito em diversas idades. x = 0,38,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as idades se repetem na sequência de 7,
28, 90 e 180 dias.
Fig. 6.12 Energia específica do compósito com varias relações água-cimento.
Idade = 28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com
fibras distribuídas aleatoriamente.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as relações água-cimento se repetem na
sequência de 0,30, 0,38 e 0,46.
As diferenças entre as medias dos resultados de energia específica não são
significativas nem para as diversas idades ( α = 22,48% > 5%), nem para a
interação entre tipos de fibra e relações água-cimento ( α = 48,75% > 5%).
No entanto, percebe-se, pela figura 6.11, redução da energia específica
para idade de 180 dias, nos compósitos com fibras vegetais, ainda que sem
comprovação estatística.
O índice de tenacidade, que relaciona a energia específica total com a
energia específica da fase elástica, é mais alto também para compósitos com
fibras de polipropileno, em virtude das grandes deformações sofridas no
estágio pós-fissurado, como se vê pelas tabelas B.25 e B.26 do anexo B e
pela figura 6.13. Os valores mais baixos referem-se aos compósitos com
fibras de malva e de amianto crisotila e, é claro, à matriz sem fibras, que
apresenta índice mínimo de 100%. As idades mais avançadas, de 90 e de 180
dias, induzem tenacidades menores, o que significa menor capacidade de
absorção de energia no estado pós-fissurado, em decorrência do
enfraquecimento das fibras e/ou da redução do seu comprimento crítico de
ancoragem.
Fig. 6.13 Índice de tenacidade do compósito em diversas idades. x = 0,38,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as idades se repetem na sequência de 7,
28, 90 e 180 dias.
As tabelas B.27 e B.28 do anexo B mostram que o índice de tenacidade é mais
elevado para compósitos com relação água-cimento mais alta (0,46),
provavelmente em decorrência da maior porosidade do compósito, o que parece
aumentar a ductilidade após a fissuração da matriz. Com exceção dos
compósitos com fibras de polipropileno, a figura 6.14 mostra, nesse caso,
pequena diferença entre resultados com relação água-cimento de 0,30 e de
0,38, os quais formam um só grupo homogêneo.
Fig. 6.14 Índice de tenacidade do compósito com varias relações água-
cimento. Idade = 28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de
fendilhamento com fibras distribuídas aleatoriamente.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as relações água-cimento se repetem na
sequência de 0,30, 0,38 e 0,46.
Para o índice de tenacidade, percebe-se, ainda, que os níveis de
significância foram todos nulos, o que demonstra diferenciação razoável
entre as séries estudadas para diversas idades e relações água-cimento. Por
outro lado,
houve necessidade de serem eliminados alguns resultados espúrios,
responsáveis por coeficientes de variação maiores que 25%; daí a explicação
para algumas séries contarem com número reduzido de corpos-de-prova
utilizáveis (nunca
inferior a três, para cada série). Ao todo foram desprezados cinco valores
individuais do índice de tenacidade, retirados respectivamente das séries
3, 4, 6, 15 e 22 (tabela 4.4).
����(QVDLR�GH�WUDomR�SRU�IHQGLOKDPHQWR�FRP�ILEUDV�DOLQKDGDV
As figuras 6.15 e 6.16 trazem as cargas máximas e os intervalos de 95% de
confiança das medias obtidas neste ensaio. As séries com 7 dias de idade
(tabelas B.29 e B.30 do anexo B) e aquelas com relação água-cimento igual a
0,46
(tabelasB.31eB.32)apresentam resultados significativamente inferiores aos
observados nas demais séries. O nível de significância mais alto foi 1,6%
(inferior ao máximo admissível de 5%), obtido na analise de influência dos
diversos tipos de fibra empregados.
Fig. 6.15 Carga máxima do compósito em diversas idades. x = 0,38, intervalo
de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras alinhadas.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as idades se repetem na sequência de 7,
28, 90 e 180 dias.
Fig. 6.16 Carga máxima do compósito com varias relações água-cimento.
Idade = 28 dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com
fibras alinhadas.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as relações água-cimento se repetem na
sequência de 0,30, 0,38 e 0,46.
Um único valor espúrio precisou ser desprezado tanto para a carga máxima
quanto para a energia específica (retirado da série 5, tabela 4.4), para
que se pudesse garantir coeficientes de variação inferiores a 25%.
Ao contrario do observado para o ensaio de tração por fendilhamento com
fibras distribuídas aleatoriamente, os compósitos com fibras vegetais
suportaram carregamentos superiores aos daqueles com fibras de
polipropileno
provavelmente em consequência da menor rugosidade superficial destas
ultimas. Maiores conclusões a respeito disso seriam precipitadas, pois,
para os ensaios com fibras alinhadas, empregaram-se fitas de polipropileno,
em vez dos
filamentos utilizados nos ensaios com distribuição aleatória das fibras.
A energia específica total absorvida foi significativamente menor para
ensaios realizados aos 7 dias de idade, que constituem grupo homogêneo com
nível de significância nulo (tabela B.33 do anexo B).
Nas tabelas B.35 e B.36 do anexo B, observa-se que as séries com fibras de
malva apresentam energia específica elevada para todas as relações água-
cimento, em decorrência dessas fibras serem bastante fibriladas, o que
aumenta a
aderência com a matriz.
As discrepâncias entre os valores extremos (máximos ou mínimos) e médios
das séries chegam a ser iguais a 70%, o que torna grande a sobreposição dos
intervalos de 95% de confiança dessas medias para os diversos tipos de
fibra,
para as diferentes idades e para as três relações água-cimento (figuras
6.17 e 6.18).
Percebe-se, portanto, a pequena sensibilidade do ensaio de tração por
fendilhamento com fibras alinhadas para diferenciação dos compósitos; ainda
e bom salientar que a energia específica, absorvida durante o ensaio,
refere-se
apenas à fase elástica da solicitação, pois as fibras não conseguiram
resistir aos esforços após a fissuração da matriz. Isso pode ser melhorado,
em experimentos futuros, com o emprego de maior número de fibras. Desse
modo,
espera-se assegurar a transferência de esforços da matriz fissurada para as
fibras, importante na analise do comportamento da fratura, ao se aproximar
da zona de transição fibra-matriz.
Fig. 6.17 Energia específica do compósito em diversas idades. x = 0,38,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras alinhadas.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as idades se repetem na sequência de 7,
28, 90 e 180 dias.
Fig. 6.18 Energia específica do compósito, varias rel. a/c. Idade = 28
dias, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de fendilhamento com fibras
alinhadas.
LEGENDA: para cada tipo de fibra, as relações água-cimento se repetem na
sequência de 0,30, 0,38 e 0,46.
Em pesquisas que empregavam ensaio de concepção similar, BENTUR; DIAMOND
(1984) e BENTUR et al. (1985c) conseguiram resultados satisfatórios pelo
fato de serem usadas fibras de alto modulo de elasticidade (de vidro e de
aço), que sofrem deformações relativamente pequenas no momento da fratura
da matriz e, também, porque as dimensões dos corpos-de-prova eram reduzidas
(32 x 24 x 13 mm 3 ), ou seja, compatíveis com as baixas tensões possíveis
de ser suportadas por pequeno numero de fibras.
Para o presente estudo, os corpos-de-prova tiveram que ser aumentados de
tamanho, em consequência dos dispositivos de moldagem adotados e da forma
de aplicação dos carregamentos já expostos no item 5.1.3. Alem disso, houve
o propósito de se registrarem os valores de carga máxima e de energia
absorvida, fato que não ocorreu nos experimentos de BENTUR et al. (1985c),
onde a única preocupação era a analise da progressão da fissura. Isso faz
com que, neste presente trabalho, a reprodutibilidade dos ensaios seja de
grande importância e, assim, justifique os aperfeiçoamentos propostos.
����(QVDLR�GH�DUUDQFDPHQWR�GH�ILEUDV
Neste ensaio, as tabelas B.37 a B.40 do anexo B mostram pequena
diferenciação para os diversos tipos de fibra empregados e para os níveis
de interação entre tipos de fibra e idades, com níveis de significância ( α)
bastante superiores a 5%. As figuras 6.19 e 6.20 também não conseguem
ilustrar alterações no comportamento da resistência ao cisalhamento e da
energia específica absorvida, com relação aos níveis de interação
estudados, uma vez que foram perdidas todas as séries com fibras de malva,
duas com fibras de sisal e uma com fibras de polipropileno (séries 3, 9,
15, 21, 27, 28, 30, 33 e 34, tabela 4.4).
Fig. 6.19 Resistência ao cisalhamento do compósito em diversas idades.
x = 0,38, intervalo de confiança = 95%. Ensaio de arrancamento de fibras.
LEGENDA: sequência de idades para fibra de coco: 7, 28, 90 e 180 dias;
fibra de polipropileno: 7, 28 e 180 dias; fibra de sisal: 7 e 28
dias.
Observou-se grande variabilidade de resultados e muitos corpos-de-prova
inutilizados por ruptura da fibra, durante a realização do ensaio, o que
acarretou a perda de nove séries, conforme exposto no parágrafo anterior.
Isso decorre do fato de o comprimento de ancoragem das fibras revelar-se
não apropriado, principalmente para as vegetais, e, mais ainda, em
decorrência da redução do comprimento crítico para as idades mais
avançadas, em virtude do aumento da aderência. Este último fato também é
registrado no cálculo do índice de tenacidade dos ensaios de tração por
fendilhamento com fibras distribuídas aleatoriamente (item 6.3).
Fig. 6.20 Energia específica do compósito em diversas idades. x = 0,38,
intervalo de confiança = 95%. Ensaio de arrancamento de fibras.
LEGENDA: sequência de idades para fibra de coco: 7, 28, 90 e 180 dias;
fibra de polipropileno: 7, 28 e 180 dias; fibra de sisal: 7 e 28
dias.
Não se analisam figuras e tabelas referentes aos ensaios de arrancamento,
para os níveis de interação entre relação água-cimento e tipo de fibra, em
consequência da grande heterogeneidade dos resultados, o que tornou
inviável a aplicação do método de analise de variância.
Não foram desprezados os valores individuais de resistência e de energia
específica que se enquadravam como espúrios, em decorrência de a quase
totalidade das séries ensaiadas apresentar desvios-padrão elevados, o que
resulta em coeficientes de variação superiores a 25%. Desse modo,
recomenda-se que os resultados obtidos pelo ensaio de arrancamento de
fibras não sejam usados para caracterização da aderência entre fibra e
matriz nesta pesquisa.
����&RPHQWiULRV�VREUH�RV�WLSRV�GH�HQVDLR�UHDOL]DGRV
O ensaio de tração direta tem a vantagem de exercer tração pura sobre o
corpo-de-prova. Por outro lado, demonstra capacidade insuficiente de
diferenciação dos compósitos, pois consegue distinguir apenas o compósito
com fibras de amianto, por ter maior resistência, e aquele com fibras de
polipropileno, que possui maior energia específica. Os valores de
resistência dos compósitos com relação água-cimento igual a 0,30 são também
significativamente maiores que os demais, tal como ocorre no ensaio de
tração na flexão.
O ensaio de tração na flexão apresenta capacidade razoável de diferenciação
entre os compósitos, quanto à resistência e à energia específica. As
maiores resistências foram obtidas para compósitos com fibras de amianto, e
os maiores valores de energia específica, para compósitos com fibras de
polipropileno.
Observa-se, com intervalo de 95% de confiança para as médias, o efeito
negativo das relações água-cimento mais elevadas sobre as propriedades e a
queda da resistência dos compósitos com fibras vegetais em idades mais
avançadas.
Pesquisas realizadas por LEWIS; MIRIHAGALIA (1979), CASTRO; NAAMAN (1981),
HUGHES; HANNANT (1982), GARDINER et al. (1983) e WANG et al. (1987), para
determinação de propriedades mecânicas de compósitos com fibras plásticas
ou vegetais, também empregaram equipamento de flexão com quatro cutelos,
porem a comparação de resultados torna-se difícil, uma vez que os corpos-
de-prova nem sempre apresentam as dimensões preconizadas por RILEM (1984),
e as fibras plásticas frequentemente são empregadas em forma de tecidos.
Além disso, para compósitos com fibras vegetais, são poucos os estudos
similares que utilizam matrizes de pasta de cimento, podendo ser citados,
como exemplos, os realizados por COOK et al. (1978), por MAROTTA (1973)
apud COOK (1980) e por AGOPYAN; DEROLLE (1987).
Os ensaios de tração por fendilhamento fornecem a evolução da fissura, ao
atravessar o compósito com fibras distribuídas de forma aleatória ou
alinhadas na direção perpendicular à da fratura. Em 97% dos ensaios
realizados, observou-se que a fratura ficou contida no espaço compreendido
entre os pinos de aplicação do carregamento, o que demonstra a eficiência
do dispositivo de encunhamento na transferência da carga para o corpo-de-
prova, segundo o seu eixo de simetria.
No ensaio de tração por fendilhamento com fibras distribuídas
aleatoriamente, confirmam-se alguns comportamentos registrados nos demais
ensaios: ductilidade elevada dos compósitos com fibras de polipropileno,
principalmente no estágio de pós-fissuração, e maior capacidade de carga
para compósitos com relação água-cimento baixa. O fato de o índice de
tenacidade ser elevado para compósitos com relação água-cimento alta (0,46)
explica-se pelo aumento de porosidade da matriz, que induz maior
ductilidade do compósito. No entanto, a ductilidade se reduz para as idades
mais avançadas, principalmente para os compósitos com fibras vegetais.
Observa-se grande variabilidade dos resultados obtidos, em consequência da
distribuição heterogênea das fibras no interior da matriz. Para contornar
esse problema, sugere-se o aumento das dimensões do corpo-de-prova para
emprego de fibras semelhantes às deste estudo (comprimento médio de até
30 mm).
Para ensaio de tração por fendilhamento com fibras alinhadas, ha
necessidade de se aumentar o número de fibras atravessadas pela fratura, a
fim de suportarem a transferência de carga, apos a fissuração da matriz, e
para que se torne possível o cálculo do índice de tenacidade para este
ensaio. Entretanto, apesar das limitações apontadas, obtiveram-se
resultados satisfatórios para a fase de solicitação elástica, a qual mostra
pior desempenho do compósito nas primeiras idades (7 dias) e para relação
água-cimento de 0,46.
O ensaio de arrancamento de fibras também requer seu aprimoramento em
estudos futuros, a fim de se evitar a variabilidade excessiva dos
resultados e a freqüente ruptura das fibras durante o ensaio. Como visto no
item 5.1.4, o ensaio foi executado com base no experimento de TATTERSALL;
URBANOWICZ (1974) e consiste no arrancamento direto de uma única fibra, com
o objetivo de definir claramente a fase inicial elástica e o posterior
escorregamento, sem a interferência de fibras vizinhas.
Além disso, durante a concepção do ensaio, houve a preocupação com a sua
exequibilidade, para as condições disponíveis de moldagem e de
carregamento.
Para se procurar a solução dos problemas apresentados no ensaio de
arrancamento de fibras, sugere-se: (i) o emprego de maior numero de fibras
por corpo-de-prova, conforme recomendam NAAMAN; SHAH (1975), GOKOZ; NAAMAN
(1981) e MANDEL et al. (1987), em seus respectivos estudos, e (ii)
comprimentos de ancoragem diferenciados para cada tipo de fibra.
Outra dificuldade esta na comparação dos resultados dos ensaios feitos com
os daqueles ensaios similares, executados por outros pesquisadores, tais
como BARTOS (1980) e NAAMAN; NAJM (1991), pelo fato de estes últimos serem
apresentados na forma de cargas, simplesmente.
A tabela 6.1 traz o resumo das principais propriedades mecânicas, obtidas
por meio dos ensaios executados, com relação aos compósitos e à matriz sem
fibras. Comentários e justificativas a respeito dos resultados dos ensaios
mecânicos e a sua relação com a microestrutura dos compósitos encontram-se
no item 8.1.
Apesar das dificuldades apresentadas para o uso adequado dos ensaios de
tração direta e de tração por fendilhamento, e indiscutível a necessidade
do aperfeiçoamento deles, com o objetivo de se conseguir melhor
caracterização mecânica dos compósitos fibrosos. Tão importantes quanto a
resistência à tração são as medidas de ductilidade, principalmente no
estágio pós-fissurado e em compósitos com fibras de baixo modulo de
elasticidade. Além disso, os ensaios de tração na flexão, apesar de ainda
bastante utilizados, constituem medida indireta das propriedades mecânicas
(item 5.1.2), e os ensaios de arrancamento não conseguem simular
adequadamente o escorregamento da fibra, da forma como ocorre nos
compósitos reais (LAWS, 1982).
Tabela 6.1 Resumo das principais propriedades mecânicas, para os diversos
ensaios realizados.
(QVDLR 3ULQFLSDLV�SURSULHGDGHV
- UHVLVWrQFLD� j� WUDomR��menor aos 7
dias de idade; maior para
compósitos com fibras de amianto e
com relação água-cimento igual a
0,30.
Tração direta - (QHUJLD� HVSHFtILFD�� maior para os
compósitos reforçados com fibras de
polipropileno, superior a cinco
vezes a
energia absorvida pelos demais
compósitos.
- 5HVLVWrQFLD� j� WUDomR� elevada
para relação água-cimento igual a
0,30 e para compósitos com fibras
de amianto.
Tração na flexão
- (QHUJLD� HVSHFtILFD�� bastante
elevada para compósitos com fibras
de polipropileno e pequena e
pequena para matriz sem fibras.
Diminuição aos 180 dias de idade
para compósitos com fibras
vegetais.
Tração por fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente
- &DUJD� Pi[LPD� a relação água-
cimento igual a 0,30 está associada
a maiores resultados.
- EQHUJLD� HVSHFtILFD�� aumento
significativo para compósitos com
fibras de polipropileno. Compósitos
com fibras de coco e de sisal formam
grupo homogêneo; idem para compósitos
com fibras de amianto, de malva e
matriz sem fibra.
Tração por fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente
��ËQGLFH�GH�WHQDFLGDGH��mais elevado
para compósitos com fibras de
polipropileno e para relação água-
cimento igual a 0,46. Há redução
significativa da tenacidade para as
idades de 90 e 180 dias.
- &DUJD� Pi[LPD� valores
significativamente mais baixos para 7
dias de idade e para relação água-
cimento igual a 0,46.Tração por fendilhamento com fibras
alinhadas - (QHUJLD�HVSHFtILFD��valores menores
para 7 dias de idade. Bom desempenho
das fibras de malva, por serem
bastante fibriladas.
Arrancamento das fibras
Grande variabilidade de resultados.
Impossibilidade de formação de grupos
homogêneos.
��$1È/,6(�'$�0,&52(6758785$�'26�&203Ï6,726
Neste capítulo, são apresentados os resultados dos ensaios de microscopia
eletrônica de varredura por imagem de elétrons retro - espalhados
(BSEI) e por imagem de elétrons secundários (SEI).
Também são avaliados os resultados das análises por espectroscopia
de raios X por energia dispersiva (EDS), empregadas para
identificação dos elementos químicos presentes nos compósitos. As
analises podem ser feitas em um ponto, por varredura linear ou, ainda,
por mapeamento sobre a imagem.
O preparo de todas as amostras estudadas seguiu o procedimento
exposto no item 5.2.1. Apresentam-se 25 micrografias (figuras 7.1 a
7.25) e resultados das analises pontuais por EDS, listados na tabela 7.1.
Tabela 7.1 Análise pontual por espectroscopia de raios X por energia dispersiva (EDS).
Tabela 7.1 Analise pontual por espectroscopia de raios X por energia dispersiva (EDS). Continuação.
����&RPSyVLWRV�FRP�ILEUDV�GH�DPLDQWR
As figuras 7.1 a 7.3 trazem micrografias de compósito com fibras de
amianto crisotila, com relação água-cimento igual a 0,38 e com 7 dias
de idade. Nota-se acúmulo de macrocristais ricos em cálcio e
pequeno aumento da porosidade nas proximidades das fibras. Trata-
se de cristais de hidróxido de cálcio, também chamado de
portlandita, cinza- claros e com formato semelhante ao relatado por
SCRIVENER; BENTUR (1988), em experimento que empregou imagem de elétrons
retro- espalhados.
Fig. 7.1 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,38, 7 dias. Seta:
filme de hidróxido de cálcio com espessura media de 5 cm sobre a
superfície da fibra.
Fig. 7.2 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,38, 7 dias.
Espectroscopia por mapeamento para o elemento cálcio.
Fig. 7.3 BSEI. Compósito com fibras de amianto. x = 0,38, 7 dias. Seta 1:
região rica em cálcio (Ca/Si = 4,30); seta 2: grão anidro (Ca/Si = 2,21)
e seta 3: silicato de cálcio hidratado (Ca/Si = 2,17).
A seta na figura 7.1 indica o ponto de realização de analise por
EDS, como registrado na tabela 7.1, e a relação entre as porcentagens
atômicas de cálcio e silício (Ca/Si) foi, aproximadamente, 40, com
incidências inferiores a 2% para todos os demais elementos observados.
Apesar de o cálcio aparecer em toda a matriz, confirma-se sua presença
pronunciada na superfície da fibra, conforme ilustra a espectroscopia por
imagem da figura 7.2. Durante a mistura do compósito, as fibras são
envolvidas por película de água, fenômeno chamado de efeito parede, e
formam-se núcleos de hidróxido de cálcio.
Na figura 7.3, ilustra-se a mesma região das micrografias anteriores, com
aumento maior e com destaque para a zona de transição na parte superior da
fibra, e evidenciam-se com setas os pontos de três analises por EDS. A
relação atômica Ca/Si, próxima de 2, indica tanto grão de cimento anidro
(cor branca na micrografia) quanto silicatos de cálcio hidratados ao
redor do grão anidro (cinza- escuro). A relação Ca/Si superior a 4
indica região com maior incidência de portlandita. A porcentagem
elevada de magnésio, registrada no ponto indicado pela seta 1, e
decorrente da proximidade da fibra de amianto crisotila (tabela 7.1).
Ainda com relação às analises por EDS, feitas nos pontos indicados pelas
setas 2 e 3 da figura 7.3, nota-se a presença de fósforo (tabela
7.1), o que ocorre em virtude da natureza das matérias-primas usadas
para produção do clinquer em questão. Os resultados do ensaio
químico, registrados no anexo A, também acusam a existência de
anidrido osfórico. Alem disso, porcentagens um pouco mais altas de
alumínio e enxofre (seta 3) podem indicar a presença de
sulfoaluminatos de cálcio hidratados, entre os produtos de hidratação do
cimento.
A figura 7.4 ilustra compósito com fibras de amianto, relação água-
cimento igual a 0,30 e 28 dias de idade. Notam-se depósitos de
portlandita com espessura media de 10 cm e fissuras que atravessam a zona
de transição, por ser região de menor resistência. A seta 3 indica a
posição de analise por EDS, cujo resultado se encontra na tabela 7.1,
onde se registra grande incidência de cálcio (portlandita) e, também, de
magnésio (fibra de amianto crisotila).
Fig. 7.4 BSEI. Compósito com fibras de amianto. x = 0,30, 28 dias. Setas
1 e 2: microfissura através das fibras; seta 3: região rica em
cálcio e em magnésio.
A figura 7.5 traz imagem de elétrons retro- espalhados de compósito com
fibras de amianto, relação água-cimento igual a 0,38 e 28 dias de idade. A
fissura, com formato em "T", sofre bifurcação ao atravessar a fibra, o
que constitui o fator principal do aumento da energia absorvida
pelo compósito, ao ser comparado à matriz sem fibras. Fibras que se
aglomeram formam regiões escuras, em virtude do aumento de porosidade.
As fibras de amianto, constituídas basicamente de silício e de
magnésio, não se salientam muito no interior da matriz, e isso pode
tornar dificil sua visualização nas micrografias.
Fig. 7.5 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,38, 28 dias. Seta:
fissura em "T", com caminhamento modificado pela presença da fibra.
Na figura 7.6, tem-se compósito com relação água-cimento igual a 0,46 e
com 28 dias de idade. A zona de transição mostra-se porosa, rica em
hidróxido de cálcio e microfissurada. Próximo à fibra, em
decorrência da disponibilidade de espaço e de água, formam-se
grandes núcleos de portlandita, pelo processo de dissolução –precipitação.
A seta 3 mostra a posição em que se realizou o ensaio pontual de EDS, e o
resultado, exposto na tabela 7.1, revela a incidência quase exclusiva
de hidróxido de cálcio.
Fig. 7.6 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,46, 28 dias. Setas
1 e 2: fissura que atravessa aglomerado de fibras; seta 3:
cristal de portlandita.
Na micrografia da figura 7.7, tem-se o compósito com relação água-
cimento igual a 0,38 e com idade de 180 dias.
A zona de transição e menos porosa que nas primeiras idades, e ha
acumulo de portlandita próximo às fibras.
Entretanto, os núcleos de hidróxido de cálcio são restritos a espaços
menores, e isso pode dificultar a sua identificação, como
acontece com a analise por EDS registrada na tabela 7.1, que
aponta relações Ca/Si relativamente baixas nas proximidades da fibra.
Fig. 7.7 BSEI. Compósito com fibras de amianto, x = 0,38, 180 dias.
Vista longitudinal da fibra, aderida à matriz, sem zona de transição
porosa.
����&RPSyVLWRV�FRP�ILEUDV�GH�PDOYD
A figura 7.8 ilustra a imagem de elétrons retroespalhados de compósito com
relação água-cimento igual a 0,38 e com 7 dias de idade. A fibra vegetal,
de baixa densidade, aparece na micrografia como uma região negra. Ha nítido
aumento da porosidade nas proximidades da fibra, e as fissuras tendem
a atravessar a zona de transição.
A seta 2 da figura 7.8 destaca um macrocristal de portlandita,
com espessura aproximada de 40 cm, atravessado por fissura, o que evidência
sua baixa resistência. A seta 3damesmafiguramostraumahidrogranada (silico
ferro aluminato de cálcio hidratado) com 30 cm, encostada ao cristal
de hidróxido de cálcio, e com precipitações de brucita (hidróxido
de magnésio), cuja analise por EDS se encontra na tabela 7.1. Foram
também realizados ensaios de EDS para regiões com produtos
hidratados de cor cinza-escura, presentes na zona de transição e na
matriz não junto da fibra, e as relações Ca/Si foram próximas para os
dois casos (tabela 7.1), o que sugere constituição e grau de hidratação
semelhantes. A espessura da zona de transição chega a atingir 100 cm.
Percebe-se, no caso das fibras vegetais, que a elevada
porosidade favorece a formação de grandes cristais de portlandita,
que não se formam na superfície da fibra, mas, sim, no interior da zona de
transição.
Fig. 7.8 BSEI. Compósito com fibras de malva, x = 0,38, 7 dias. Setas 1
e 2: macrocristais de portlandita.
Seta 3: hidrogranada com precipitações de brucita. Nas figuras 7.9 e
7.10, tem-se compósito com relação água-cimento igual a 0,38 e 180 dias
de idade. São visíveis os descolamentos das fibras, ocorridos em virtude
de sua variação dimensional, ao perder a água que foi absorvida durante
a mistura do compósito. Esses descolamentos, de grande incidência nos
compósitos com fibras vegetais, constituem fator adicional para
prejudicar a aderência entre as fases. A zona de transição apresenta
espessura aproximada de 50 cm, e sua porosidade e um pouco menor que nas
primeiras idades; a matriz não junto à fibra mostra-se bastante compacta.
Fig. 7.9 BSEI. Compósito com fibras de malva, x = 0,38, 180 dias. Seta:
grão anidro com 50 cm de dimensão aproximada.
As imagens de elétrons secundários (figura 7.10) têm a vantagem de
ser tridimensionais, pois são obtidas de superfícies fraturadas.
Entretanto, mostram-se ineficientes para identificação de porosidade e de
produtos hidratados e para medição das fases. A partir de analises por
EDS, expostas na tabela 7.1, foram obtidas relações Ca/Si bastante
diferentes, para duas regiões próximas à superfície da fibra, o
que reitera a heterogeneidade da zona de transição. A presença eventual
de álcalis (K O) e considerada normal nas analises pontuais
realizadas. A fibra esta de perfil e parcialmente descolada da matriz.
Fig. 7.10 Imagem de elétrons secundários. Compósito com fibras de
malva, x = 0,38, 180 dias. Seta: macrocristais de portlandita
próximos à fibra.
7.3 Compósitos com fibras de sisal O compósito com relação água-cimento
igual a 0,38 e com 7 dias de idade esta representado na figura 7.11. A
fibra esta disposta longitudinalmente, descolada da matriz, e a seta
indica o local de uma analise por EDS, cujo resultado se encontra na
tabela 7.1. Nota-se a presença de produtos da hidratação do cimento
depositados na superfície da fibra, sem grande incidência de hidróxido
de cálcio (Ca/Si = 2,89). As porcentagens de alumínio, ferro e
magnésio indicam a possibilidade de existência de hidro granada com
precipitações de brucita, como já foi observado na micrografia da
figura 7.8.
Fig. 7.11 BSEI. Compósito com fibras de sisal, x = 0,38, 7 dias. Seta:
produtos de hidratação depositados na superfície da fibra.
A figura 7.12 mostra o mesmo compósito aos 180 dias de idade. A zona
de transição apresenta espessura da ordem de 200 cm, e bastante porosa e
rica em cálcio. Alem de um cristal de portlandita, em forma de
lamelas empilhadas e com dimensão superior a 70 cm, (seta 1), duas
analises por EDS (setas 2 e 3) indicam relações Ca/Si de 6,31 e 4,39,
respectivamente, conforme se observa na tabela 7.1.
Fig. 7.12 BSEI. Compósito com fibras de sisal, x = 0,38, 180 dias.
Seta 1: cristal de portlandita; setas 2 e 3: regiões da zona de
transição ricas em hidróxido de cálcio.
����&RPSyVLWRV�FRP�ILEUDV�GH�FRFR
Na figura 7.13, tem-se imagem de elétrons retroespalhados de compósito
com relação água-cimento igual a 0,38 e com 7 dias de idade. A matriz
não junto à fibra apresenta estrutura hidratada pouco compacta (pontos
escuros) e grãos anidros em proporção elevada (regiões bem claras),
com dimensões da ordem de 35 cm, em virtude da pequena idade de hidratação.
Observa-se o descolamento da fibra (seta 1) e a evolução de uma fissura
através da zona de transição (seta 2), o que mostra sua baixa resistência.
Fig. 7.13 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 7 dias. Seta
1: descolamento por diminuição de volume da fibra; seta 2: fissura
que contorna a fibra, atravessando a zona de transição.
As figuras 7.14 a 7.17 trazem o compósito com 28 dias de idade e
relações água-cimento 0,30 a 0,46. São típicas as fissuras na zona de
transição, originadas da retração por secagem da matriz, e os
descolamentos de fibra.
A figura 7.14 mostra um poro, com 170 cm de dimensão e microfissuras
radiais, típicas da retração por secagem da pasta de cimento. Na figura
7.15, a fibra e vista de topo e descolada da matriz, sinal da diminuição de
seu volume por perda de água. Observa-se, também, a abertura da lacuna
central da fibra, cuja caracterização consta do item 3.1.3.
Fig. 7.14 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,30, 28 dias. Vista
longitudinal da fibra. Seta: poro com microfissuras radiais.
Fig. 7.15 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 28 dias. Seta:
acumulo de portlandita com espessura aproximada de 10 cm.
Ainda com referência à figura 7.15, as analises por EDS (tabela 7.1)
indicam que os cristais de portlandita não se distribuem uniformemente na
zona de transição, pois a região apontada pela seta apresenta relações
Ca/Si elevadas (7,52 e 4,97); já em outro local mais escuro, à sua
esquerda, a relação e mais baixa (3,25).
O compósito com relação água-cimento igual a 0,46 mostra grande acumulo
de portlandita, como confirma a analise por EDS da região indicada pela
seta (figura 7.16), cujo resultado se encontra na tabela 7.1. A figura
7.17 mostra microfissuras que contornam os cristais maciços de
hidróxido de cálcio.
Fig. 7.16 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,46, 28 dias. Zona de
transição com espessura media de 30 cm. Seta: portlandita.
Fig. 7.17 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,46, 28 dias. Seta:
cristais grandes de portlandita, com espessura de ate 40 cm.
O compósito com 90 dias de idade e com relação água-cimento igual a 0,38,
mostrado na figura 7.18, apresenta zona de transição com portlandita em
macrocristais de 10 cm, em media (seta 1), e em microcristais, conforme
indica a seta 2; para os dois casos, a relação Ca/Si e elevada (tabela
7.1).
O compósito com 180 dias de idade e com relação água-cimento
igual a 0,38, como se observa na figura 7.19, apresenta zona de transição
porosa e grãos de cimento anidro (regiões brancas) com dimensões de,
no máximo, 20 cm, bem menores que aos 7 dias de idade (figura 7.13). Essa
constatação ajuda a comprovar, para o presente estudo, a eficiência do
processo utilizado na interrupção da hidratação, com o uso de
acetona (item 5.2), uma vez que os corpos-de-prova foram todos preparados
e, depois submetidos à MEV, em datas mais convenientes.
Fig. 7.18 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 90 dias. Seta 1:
macrocristal; seta 2: microcristais de portlandita.
Fig. 7.19 BSEI. Compósito com fibras de coco, x = 0,38, 180 dias. Zona de
transição excêntrica.
Nota-se, ainda, na micrografia da figura 7.19, a existência de
microfissuras que envolvem a zona de transição, o que caracteriza, mais
uma vez, a significativa retração por secagem nas proximidades da
interface. A fibra da esquerda, por apresentar maiores dimensões,
também exerce maior atração sobre a água da pasta do que a fibra
menor à direita; isso faz com que a relação água-cimento seja maior nas
imediações da fibra grande, sem haver efeito parede. A excentricidade da
zona de transição ocorre, provavelmente, em virtude da mudança de direção
da fibra nas adjacências da superfície micrografada.
A figura 7.20 traz a imagem por elétrons secundários do compósito aos
180 dias e observa-se que os produtos hidratados ficam aderidos à
superfície bastante rugosa da fibra. As fibrilas se encontram
parcialmente expostas, sinal da decomposição da lignina nas idades mais
avançadas.
Fig. 7.20 Imagem de elétrons secundários. Compósito com fibras de
coco, x = 0,38, 180 dias. A seta indica descolamento da fibra.
����&RPSyVLWRV�FRP�ILEUDV�GH�SROLSURSLOHQR
Nas figuras 7.21 e 7.22, estão as micrografias do compósito com relação
água-cimento igual a 0,38 e com 7 dias de idade. Os grãos anidros
apresentam dimensão media de 30 cm, e a porosidade e um pouco maior na zona
de transição. Como a fibra (cor preta, na micrografia) e impermeável,
forma-se uma película de água na sua superfície (efeito parede), o
que leva à formação não homogênea do filme de produtos
hidratados, como indicado pela seta da figura 7.21. Ainda nessa figura,
observa-se a analise de espectroscopia por varredura, referente aos
elementos enxofre, cálcio e alumínio; ha, na zona de transição, um
pico de maior intensidade para o cálcio.
Fig. 7.21 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,38, 7
dias. Espectroscopia por varredura sobre a linha pontilhada, para os
elementos S, Ca e Al; seta: filme de produtos hidratados.
A figura 7.22 traz a micrografia com o maior aumento que se conseguiu
obter, superior a 4000 vezes, e mostra cristal com espessura aproximada
de 10 cm, cinza-claro, e com empilhamento de lamelas paralelamente
à superfície da fibra, conforme observado também por BENTUR; DIAMOND
(1985) e por BENTUR et al. (1985b), para fibras de aço. Essa figura
constitui ampliação da micrografia anterior (figura 7.21) na zona de
transição, onde se notou maior concentração de cálcio, o que,
aliado ao formato do cristal, reitera a afirmação de se tratar de
hidróxido de cálcio.
Fig. 7.22 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,38, 7
dias. Grande aumento do cristal de portlandita.
As figuras 7.23 e 7.24 trazem imagens de elétrons retroespalhados
de compósitos aos 28 dias de idade, com relações água-cimento iguais a
0,30 e 0,38 respectivamente.
São quase inexistentes os descolamentos de fibra, pois esta não sofre
variação dimensional no interior da matriz, o que faz aumentar a aderência
e a energia absorvida durante a fissuração do compósito. A figura 7.23
ilustra a fibra de topo, circundada por filme de produtos hidratados,
com espessura da ordem de 1 cm, similar ao registrado na figura 7.21. A
formação desse filme foi observada, no presente estudo, unicamente
para compósitos com fibras de polipropileno.
Em geral, a porosidade da zona de transição não se apresenta muito
elevada e, também, aparecem camadas de portlandita depositadas na
superfície da fibra. Analise por EDS (tabela 7.1), na região indicada pela
seta da figura 7.24, confirma a existência de deposições de hidróxido
de cálcio com dimensão media de 10 µm.
Fig. 7.23 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,30, 28
dias. Seta: filme de produtos hidratados.
Fig. 7.24 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,38, 28
dias. Vista longitudinal de duas fibras paralelas. Seta: deposição de
portlandita.
A figura 7.25 ilustra o compósito com relação água-cimento igual a 0,38 e
com 180 dias de idade. Tem-se outra situação típica do reforço com fibras
de polipropileno: a de fissura desviada pela fibra, o que interfere
bastante no processo de dissipação de energia e ajuda a tornar esse
compósito mais dúctil que os outros estudados, modificando, assim, seu
comportamento macro estrutural.
Fig. 7.25 BSEI. Compósito com fibras de polipropileno, x = 0,38, 180
dias. Zona de transição porosa e fissura deslocada pela fibra.
����&RPHQWiULRV�DGLFLRQDLV
A microscopia eletrônica de varredura com imagem de elétrons
retroespalhados apresenta informações mais completas a respeito da
zona de transição entre fibra e matriz, quando comparada com a
imagem de elétrons secundários. A primeira analisa superfície
polida da amostra, enquanto a segunda e realizada sobre superfície
fraturada.
A desvantagem de se observarem superfícies de fratura consiste no
fato de as fissuras, no compósito, procurarem sempre evoluir segundo
planos de maior fraqueza (BENTUR et al., 1985a). Isso acaba por mascarar
os resultados obtidos nas analises por imagem de elétrons secundários.
Por seu turno, a imagem de elétrons retroespalhados requer preparo
bastante minucioso do corpo-de-prova, a fim de que o polimento da
superfície de analise não altere a estrutura do compósito. Isso se consegue
por impregnação previa com resina de baixa viscosidade (item 5.2.1).
Assim, e garantida a observação fiel da zona de transição junto à
fibra, que pode estar disposta de topo ou de perfil. O presente
trabalho tem o caráter inédito de aplicação dessa técnica para estudo de
compósitos com fibras. Para compósitos com fibras de amianto, impermeáveis,
tem-se o efeito parede: molhagem da superfície das fibras com um filme de
água. Esse e o principal fator responsável pela formação de aureola de
portlandita com 5 cm de espessura media, na região de interface, como se
observa na figura 7.1. AKERS; GARRETT (1983a), em seu estudo sobre
compósitos à base de cimento reforçados com fibras de amianto,
utilizaram técnica de pressurização durante a moldagem e alegaram que a
grande área especifica das fibras de amianto evita a sua molhagem completa.
Essa técnica, de execução trabalhosa, diminui a porosidade e não induz à
formação de macrocristais de portlandita nas proximidades da fibra de
amianto.
As fibras vegetais apresentam absorção de água superior a 90%, o que
inibe o efeito parede e, alem disso, induz forte fluxo de água em direção
à fibra. Isso acarreta aumento localizado da relação água-cimento,
que da origem à porosidade elevada da zona de transição, cuja
espessura varia de 50 cm a 100 cm. Analises por EDS confirmam a
presença de macrocristais de portlandita, cujo crescimento se deve à maior
mobilidade de ions-cálcio em meio aquoso.
COUTTS (1987) também propôs processo de moldagem sob pressão, para
compósitos com fibras de celulose, o que reduz a relação água-
cimento. Dessa forma, retirada a pressão, a fibra saturada devolve à
matriz a água por ela absorvida. Assim, o referido pesquisador afirmou
que e possível conseguir zona de transição densa e de pequena
espessura, ao contrario do observado no presente estudo.
Outra observação, feita por meio de analise das figuras 7.4, 7.6 e 7.9,
e a de que as fibras de amianto e de malva, as quais têm aspecto
fibrilado, formam aglomerados no interior da matriz, fato que contribui
para o aumento de poros aprisionados e para a consequente perda de
aderência das fibras.
Fibras de polipropileno, impermeáveis, apresentam o efeito parede e, como
os filamentos têm superfície lisa, pode-se, em alguns casos, visualizar
um filme descontinuo de produtos hidratados na superfície da
fibra, com características semelhantes ás reportadas por BENTUR et al.
(1985b).
O aumento da concentração de etringita e de outros sulfoaluminatos
de cálcio hidratados, relatado por alguns pesquisadores (MEHTA, 1986 e
BENTUR, 1989), não foi detectado nas analises por EDS. Para estudos
onde haja interesse na observação desses compósitos, sugere-se o
emprego de técnicas de ensaio especificas, como a indicada por MONTEIRO et
al. (1985b) (item 3.3).
A síntese das principais propriedades micro estruturais, obtidas por
microscopia eletrônica de varredura (MEV) e por espectroscopia de raios X
por energia dispersiva (EDS), para todos os compósitos fibrosos,
encontra-se na tabela
7.2.
Segue, no item 8.1, a inter-relação entre as principais características
micro estruturais, apresentada neste capitulo, e as propriedades mecânicas
dos compósitos em estudo.
Tabela 7.2 Resumo das propriedades micro estruturais dos compósitos.
(QVDLR 3ULQFLSDLV�SURSULHGDGHV
�� &RPSyVLWRV� FRP� ILEUDV� GH� DPLDQWR�� nota-se o
aumento da porosidade para relação água-cimento
igual a 0,46 e para 7 dias de idade. É visível a
concentração de portlandita, com espessura de 5
µm, na superfície da fibra, que é impermeável. Em
aglomerados de fibras onde se acumulam grandes
vazios, a falta de água de molhagem dificulta a
precipitação de portlandita.
��&RPSyVLWRV�FRP�ILEUDV�YHJHWDLV��fibras vegetais
com elevada absorção induzem grande porosidade da
zona de transição e espessura que varia de 50 µm
a 100 µm. Formam-se grandes cristais de
portlandita, com estrutura lamelar. É igualmente
característico o deslocamento entre fibra e
matriz. A retração por secagem diferenciada da
matriz, nas proximidades da fibra, ocasiona a
fissuração da zona de transição.
Imagem de elétrons
retroespalhados e EDS
��&RPSyVLWRV�FRP�ILEUDV�GH�SROLSURSLOHQR� efeito
parede, que induz à formação de filme descontínuo
de produtos hidratados na superfície da fibra. As
fissuras são desviadas pelas fibras.
��&21&/86®(6
Neste capítulo, sintetizam-se as inter-relações entre as características da
zona de transição e as propriedades mecânicas dos compósitos, a partir dos
resultados e comentários dos capítulos anteriores. São feitas propostas
para o prosseguimento dos estudos e apresentadas as conclusões finais.
����&RPSDUDo}HV�HQWUH�UHVXOWDGRV
Existe influência clara do tipo de fibra, da relação água-cimento e da
idade de hidratação da matriz sobre as principais propriedades dos
compósitos fibrosos, e as justificativas encontradas para tal comportamento
são destacadas neste item.
������,QIOXrQFLD�GR�WLSR�GH�ILEUD�HPSUHJDGR
As fibras de amianto, apesar do pequeno comprimento (5 mm, em média) e
baixa porcentagem em volume com que foram empregadas, igual a 1%, conferem
ao compósito resistência à tração significativamente maior que as
registradas para os demais, conforme foi observado nos ensaios de tração
direta (item 6.1) e de tração na flexão (item 6.2). Isso se explica pelo
fato de a fibra possuir estrutura fibrilada, que aumenta a aderência com a
matriz, e, também, porque a zona de transição, alem de pouco porosa, tem
pequena espessura: igual a 5 µm em média (figuras 7.1, 7.5 e 7.7).
Já os valores de energia especifica foram baixos, em consequência de
características próprias da fibra de amianto, como modulo de elasticidade
elevado e pequeno comprimento.
Os compósitos com fibras de polipropileno apresentam sua microestrutura com
as seguintes características principais: (i) a zona de transição e quase
tão densa quanto a matriz e com espessura de, no máximo, 20 µm; (ii) a
incidência de portlandita não e muito concentrada na interface,
principalmente para relações água-cimento menores e (iii) forma-se filme de
produtos hidratados, com 1 µm de espessura, ao redor da superfície de
algumas fibras (figura 7.23). Esses resultados são similares àqueles
obtidos por BENTUR et al. (1989a), para concretos reforçados com fibras de
polipropileno, o que reitera a confiabilidade dos procedimentos de ensaio
adotados para a presente pesquisa.
As fibras de polipropileno e as de côco são semelhantes quanto às
principais propriedades mecânicas, comprimento e superfície pouco rugosa
dos filamentos (tabela 4.3). No entanto, a energia especifica, absorvida
pelos compósitos com fibras de polipropileno, e a maior de todas e chega a
ser mais de cinco vezes superior à dos compósitos com fibras de côco, no
ensaio de tração direta, como se observa nas tabelas B.5 e B.7 do anexo B.
A absorção de água pela fibra de côco (da ordem de 90 % em massa) e a
principal responsável pelo seu desempenho pouco satisfatório, uma vez que a
zona de transição e muito rica em hidróxido de cálcio, que apresenta baixa
resistência à propagação de fissuras, e a fibra encontra-se parcialmente
descolada da matriz.
As fibras vegetais, por induzirem elevado fluxo de água em sua direção, no
interior da matriz, criam condições para formação de zonas de transição
muito porosas e com macrocristais isolados de portlandita, principalmente
no caso das fibras de malva e de sisal. As fibras de côco, com menor
absorção de água que as anteriores, costumam dar origem à formação de zona
de transição não muito porosa e com aureola de portlandita compacta. Esse
comportamento se acentua para relação água-cimento igual a 0,46, a mais
alta utilizada (figuras 7.16 e 7.17).
A propriedade mecânica mais afetada nos compósitos com fibras vegetais foi
a resistência à tração, por não se registrar diferença significativa com
relação à matriz sem fibras, como se observa nas tabelas B.1, B.3, B.9 e
B.11 do anexo B. Isso aconteceu em decorrência do baixo modulo de
elasticidade das fibras vegetais e devido às características desvantajosas
da zona de transição, quer pelo excesso de porosidade (compósitos com
fibras de sisal e de malva), quer pelo acúmulo elevado de portlandita
(compósitos com fibras de côco).
O ensaio de tração por fendilhamento com fibras distribuídas aleatoriamente
forneceu bons resultados para a energia especifica absorvida pelos
compósitos com fibras de côco e de sisal, que formam um grupo
estatisticamente homogêneo, com valores da ordem de dez vezes superiores
aos registrados para a matriz sem fibras. Também a energia absorvida pelos
compósitos com fibras de malva superou, em mais de quatro vezes, os
resultados da matriz, embora o método estatístico de comparações múltiplas
entre médias não garanta a diferenciação entre os compósitos com fibras de
malva e de amianto, com relação à matriz sem fibras (tabelas B.21 e B.23 do
anexo B).
As fibras vegetais atuam positivamente no estágio de pós-fissuração do
compósito, onde o escorregamento das fibras dissipa quantidade elevada de
energia, em razão de: (i) variação do diâmetro da fibra ao longo do seu
comprimento (item 4.2.2); (ii) rugosidade superficial, principalmente para
fibras de malva (figura 7.10) e (iii) regiões de boa aderência,
distribuídas ao longo da zona de transição porosa, que funcionam como
pontos de ancoragem da fibra, como visto na figura 7.16.
Os resultados obtidos demonstram a potencialidade das fibras vegetais,
principalmente nas aplicações em que a ductilidade do material e
importante, desde que superadas as deficiências de resistência à tração e
de durabilidade do compósito produzido. Para tanto, destaca-se a
necessidade de futuras pesquisas, conforme o que se discute no item 8.2.
������,QIOXrQFLD�GD�UHODomR�iJXD�FLPHQWR
Os compósitos com relação água-cimento igual a 0,46 apresentam os maiores
teores de cal livre, obtidos pelo método do etilenoglicol, de acordo com o
que foi visto no item 4.4.2. Esses resultados se associam, conforme
salientado para os compósitos com fibras de côco, à maior precipitação de
portlandita na zona de transição, e, assim, tal método pode funcionar, de
acordo com o sugerido por AGOPYAN (1991), como indicador de alcalinidade da
água de poro da matriz.
Sabe-se que o meio alcalino e o principal responsável pela degradação das
fibras vegetais, e o efeito macroscópico disso e a redução da energia
especifica e a do índice de tenacidade dos compósitos com fibras vegetais
(itens 6.2 e 6.3), para as idades mais avançadas, como se discute no item
8.1.3.
Os valores de resistência à tração, nos ensaios de tração direta e de
tração na flexão, e de carga máxima, nos ensaios de tração por
fendilhamento com fibras distribuídas aleatoriamente, são
significativamente maiores para compósitos com relação água-cimento de
0,30, a menor utilizada neste trabalho experimental. Para ensaio de tração
por fendilhamento com fibras alinhadas, os carregamentos máximos sofreram
decréscimo, para compósitos com relação água-cimento mais elevada, igual a
0,46. Esses resultados constituem a média dos compósitos com as diferentes
fibras estudadas aos 28 dias de idade.
A justificativa para a redução da resistência à tração, para relações água-
cimento maiores, esta no aumento da porosidade da matriz, principalmente,
próximo à interface com a fibra. No caso das fibras vegetais, que possuem
absorção elevada, o excesso de água, atraído para a zona de transição,
ocasiona: (i) grande dispersão dos grãos de cimento que, ao se hidratarem,
formam estrutura bastante porosa; (ii) maior mobilidade dos íons-cálcio,
que, a seguir, depositam-se em camadas espessas de portlandita e ocupam
parte dos vazios deixados pelos outros produtos de hidratação e (iii)
variação dimensional da fibra, responsável pelo seu descolamento.
O índice de tenacidade do ensaio de tração por fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente e mais elevado para compósitos com relação
água-cimento igual a 0,46 (tabela B.27 do anexo B), provavelmente porque a
ductilidade aumenta com a porosidade. Essa tendência não se repetiu nos
outros ensaios mecânicos, motivo pelo qual são desaconselhadas outras
considerações no momento.
O coeficiente de variação elevado, para os resultados de energia especifica
dos diversos ensaios, fez com que a diferenciação entre as relações água-
cimento fosse pouco significativa. Assim, pode-se concluir que essa
propriedade do compósito não sofre grandes alterações para a faixa de
relações água-cimento estudadas.
������,QIOXrQFLD�GD�LGDGH
Os compósitos com fibras vegetais apresentam, na faixa de 180 dias de
idade, diminuição da resistência à tração e da energia especifica
absorvida, em decorrência da redução tanto da resistência da fibra como do
seu alongamento máximo, em presença de meio alcalino (figuras 6.5, 6.7 e
6.11).
Também o índice de tenacidade, no ensaio de tração por fendilhamento com
fibras distribuídas de forma aleatória, e significativamente inferior para
as idades de 90 e de 180 dias, ao se considerar a média de todos os
compósitos (tabela B.25 do anexo B). As fibras de polipropileno, embora não
sejam afetadas pelas condições de exposição, têm seu comprimento critico de
ancoragem reduzido, em virtude da diminuição de porosidade da zona de
transição, o que faz reduzir os valores de ductilidade do compósito nas
idades mais avançadas (figura 6.13).
De forma análoga ao reportado para fibras de polipropileno, as de amianto
apresentam aumento de sua aderência com a pasta hidratada, aos 180 dias de
idade, com a conseqüente redução da energia absorvida e do índice de
tenacidade durante a fissuração do compósito (tabelas B.22 e B.26 do anexo
B). A difícil identificação das fibras no interior da matriz, por meio de
microscopia eletrônica de varredura (MEV), denota o preenchimento dos poros
da zona de transição por produtos de hidratação do cimento, o que reduz as
regiões propicias à progressão de microfissuras.
Outro fator que deve contribuir para a fragilidade do material e a reação
química entre a superfície da fibra de amianto crisotila e o hidróxido de
cálcio, presente na zona de transição.
����6XJHVW}HV�SDUD�FRQWLQXLGDGH�GD�SHVTXLVD
A matriz e as fibras escolhidas para esta pesquisa são de uso conhecido em
compósitos fibrosos e permitiram a obtenção de bons resultados. No entanto,
novos compósitos, de interesse especifico para determinado uso ou região,
poderão ser estudados de maneira semelhante, desde que previamente
caracterizados, como e o caso de aglomerantes e fibras oriundos de resíduos
de outras atividades econômicas.
Em estudos futuros, sugere-se que as condições de cura sejam mais adequadas
qs características das fibras vegetais, que perdem resistência e ficam
menos dúcteis em decorrência do aumento da alcalinidade do meio, conforme
estudado no item 2.2.3. Fibras vegetais, imersas em matrizes à base de
cimento, em condições de baixa umidade relativa, parecem sofrer degradação
bem menos intensa, o que pode tornar viável o uso desse material, pelo
menos para funções de menor responsabilidade.
A produção dos compósitos, na presente pesquisa, seguiu métodos
convencionais e de aplicação simples, o que possibilitou resultados
satisfatórios. Com o objetivo de se melhorar o desempenho mecânico dos
compósitos com fibras vegetais, são recomendados, para continuidade da
pesquisa:
• moldagem sob alta pressão, a fim de remover o excesso de água atraído
para as proximidades das fibras de absorção elevada, como aplicado por
BAHIA (1984) e por COUTTS 1987);
• tratamento das fibras por impregnação, a exemplo dos estudos realizados,
respectivamente, por GRAM (1983), OLIVEIRA; AGOPYAN (1990) e GUIMARSES
(1990), com os cuidados de não prejudicar a aderência fibra-matriz e de
não aumentar muito o custo de preparo da fibra;
• uso de adições na matriz de cimento Portland, que preenchem os vazios e
as microfissuras existentes na zona de transição e que reduzem o elevado
teor de cal livre existente nas proximidades das fibras. Pode ser citado
o emprego de cinza de casca de arroz, de elevada atividade pozolânica,
em teores iguais ou superiores a 30% da massa de cimento, estudado por
SALAS et al. (1986) e por CINCOTTO et al. (1990).
Os ensaios mecânicos de tração por fendilhamento deverão sofrer
aperfeiçoamento, com o objetivo de se reduzir a variabilidade entre
resultados de uma mesma serie. Nos ensaios com fibras distribuídas
aleatoriamente, isso poderá ser atingido com o emprego de corpos-de-prova
de maiores dimensões, para garantir distribuição homogênea das fibras no
interior da matriz. Para o ensaio com fibras alinhadas, de grande interesse
para estudo da evolução de uma fissura perpendicularmente à direção da
fibra, e necessário o uso de feixes com maior numero de fibras, o que
possibilitara a interpretação do comportamento da interface fibra-matriz no
estágio de pós-fissuração.
Também o ensaio de arrancamento de fibras devera ser remodelado, com o
objetivo principal de se evitar a ruptura freqüente das fibras durante a
realização dos ensaios, principalmente para as vegetais, nas idades mais
avançadas.
Comentários mais detalhados sobre os ensaios mecânicos estão no item 6.6.
Os ensaios de microscopia também podem ser melhor aproveitados, com o
emprego de técnicas mais apropriadas de impregnação e polimento da
superfície de amostras, submetidas à análise por imagem de elétrons
retroespalhados. Com esse avanço, será possível o emprego de analisador
quantitativo de imagem, acoplado ao MEV, para cálculo direto de grau de
porosidade, dimensões de poros e de microfissuras, incidência de cristais
de formato ou cor característicos e outros fatores que podem compor a
definição mais precisa da zona de transição em compósitos fibrosos. ZHAO;
DARWIN (1992) apresentaram técnica similar de análise quantitativa para
estudo de pasta de cimento.
Acredita-se, também, na potencialidade do emprego de microscopia óptica, de
operação mais simples e barata que a eletrônica de varredura, e que
possibilita, da mesma forma, o uso conjugado de analisador de imagem.
Apenas como exemplo, segue, na figura 8.1, a imagem de compósito com fibras
de côco e 7 dias de idade (serie 5, tabela 4.4), obtida em microscópio
óptico Zeiss, modelo Neophot 32. A região mais escura corresponde à zona de
transição, nas proximidades de uma fibra que não aparece na imagem.
Fig. 8.1 Imagem de microscopia óptica. Compósito com fibras de côco,
x = 0,38, 7 dias. A região escura e a zona de transição da fibra que não
aparece na imagem.
A figura 8.2 refere-se ao mesmo campo de observação da figura 8.1, com
emprego do sistema de análise de imagem Leco 2001, onde se registram, em
cores diferentes, a zona de transição (azul) e a matriz não junto à fibra
(verde), com suas porosidades (em vermelho e amarelo, respectivamente).
Para a região analisada, o volume de vazios registrado para a zona de
transição foi de 6,1% e, fora dela, igual a 1,5%. Para maior precisão dos
resultados, exige-se preparo de superfície perfeitamente plana do corpo-de-
prova, o que não se conseguiu de forma satisfatória ate o presente estágio
da pesquisa.
LEGENDA: Azul- zona de transição;
Vermelho- poros da zona de transição;
Verde- matriz não junto da fibra;
Amarelo- poros da matriz.
Fig. 8.2 Análise da imagem obtida na fig. 8.1. Compósito com fibras de
côco, x = 0,38, 7 dias.
Outro método possível de ser empregado para medida de porosidade e o
espalhamento de raios X de baixo ângulo, já utilizado por RENHE et al.
(1990), para estudo da distribuição de poros em pasta de cimento hidratado.
A adaptação desse método para análise da porosidade da zona de transição
entre fibra e matriz requer procedimentos adequados : (i) o corpo-de-prova
deve ter superfície polida e espessura da ordem de 1 mm, para possibilitar
a transmissão dos raios X, não podendo ser impregnado com resina; (ii) uma
única fibra deve ser imersa a matriz, alinhada perpendicularmente à direção
do feixe de raios X, não sendo necessário expô-la à superfície do corpo-de-
prova.
����&RQFOXV}HV�ILQDLV
A zona de transição mostra-se de forma diferenciada do restante da matriz,
por sua maior porosidade, concentração de macrocristais de portlandita e
microfissuras. Essas características, que podem apresentar-se com
diferentes intensidades, estão diretamente ligadas à aderência fibra-matriz
e, conseqüentemente, ao desempenho mecânico do compósito. O aumento da
aderência faz com que se torne maior a resistência à tração do compósito e,
também, a sua ductilidade, desde que não haja redução excessiva do
comprimento critico de ancoragem da fibra.
As fibras vegetais demonstraram potencialidade satisfatória como reforço de
pastas de cimento Portland, uma vez que foram obtidos bons resultados para
os ensaios mecânicos realizados, principalmente no que se refere ao aumento
de ductilidade. A energia especifica, absorvida por esses compósitos com
fibras vegetais, incluindo o estágio de pós-fissuração da matriz, chegou a
atingir valores ate dez vezes maiores do que aqueles para matriz sem
fibras.
No entanto, o objetivo deste trabalho não e atingir o melhor desempenho
mecânico possível, e, sim, comparar materiais diferentes em situações
idênticas de ensaio.
Desse modo, constatou-se que compósitos com fibras vegetais não atingiram
os níveis de resistência à tração e de energia especifica, referentes a
compósitos com fibras de amianto crisotila e com filamentos de
polipropileno, respectivamente. A perda de ductilidade em meio úmido e
alcalino, a elevada absorção de água e a heterogeneidade de suas
propriedades físicas e mecânicas são os fatores mais importantes que
interferem negativamente no desempenho das fibras vegetais, quando
aplicadas para reforço de matrizes à base de cimento Portland.
Conclui-se que as características favoráveis das fibras vegetais, como
rugosidade superficial e resistência à tração elevada, poderão ser mais bem
aproveitadas com o desenvolvimento de técnicas de produção e de conservação
dos compósitos fibrosos, adequadas a essas fibras.
No contexto apresentado, a zona de transição constitui o elo fraco entre as
fases, o que impossibilita a soma de efeitos das propriedades físicas,
químicas e mecânicas, da matriz e das fibras. Nos compósitos com fibras
vegetais, com intensidade muito superior ao observado para os demais, a
zona de transição apresenta alta concentração de portlandita, porosidade
excessiva (gerada pelo acúmulo de água) e descolamento pronunciado das
fibras. A modificação da zona de transição, que poderá ser objeto de
estudos futuros, e fator determinante para tornar os compósitos mais
resistentes, dúcteis e duráveis, a exemplo do que ocorre com aqueles
reforçados com fibras de amianto e de polipropileno, para os quais a zona
de transição costuma ser bem menos espessa e, também, menos porosa.
Fica também comprovada a necessidade de pesquisas futuras, referentes a
compósitos reforçados com fibras, seguirem as tendências atuais de estudo
da microestrutura dos materiais polifásicos. O emprego de MEV com imagem de
elétrons retroespalhados, inédito para estudo de materiais reforçados com
fibras, e de microanálise por raios X (EDS) demonstrou grande
potencialidade para análise da zona de transição. Também os ensaios
mecânicos de tração por fendilhamento, desenvolvidos com o objetivo de se
alcançar um melhor correlacionamento entre o desempenho macroestrutural dos
compósitos e o de suas propriedades microestruturais, apesar de
necessitarem de melhorias, constituem outra contribuição do presente
trabalho.
O principal resultado pratico do aprimoramento dos compósitos reforçados
com fibras será o suprimento do mercado com materiais apropriados para a
produção de painéis, nos quais o emprego de fibras de baixo modulo de
elasticidade parece ideal. Para isso, a escolha de fibras e de aglomerantes
hidráulicos devera recair sobre opções regionais e de baixo custo de
obtenção, principalmente quando destinados a moradias de interesse social.
Em resumo ao estudo da zona ou aureola de transição, destacam-se as
seguintes características principais:
• espessura de ate 100 æm, que pode ser identificada pela fissuração da
matriz e pelo aumento localizado da porosidade e da concentração de
portlandita;
• influência do tipo de fibra, relação água-cimento e idade de hidratação,
dentro das condições experimentais estipuladas para esta pesquisa;
• porosidade excessiva e descolamento das fibras, o que determina o pior
desempenho mecânico dos compósitos. E o caso das fibras vegetais, que,
durante a sua mistura com a matriz, por serem muito porosas, não
possibilitam a formação de película de água em sua superfície (o chamado
efeito parede), fazendo com que a zona de transição seja mais
pronunciada e se forme segundo mecanismo diferente do observado para as
outras fibras estudadas.
Como conclusão principal desta pesquisa experimental, comprova-se a
existência de correlação direta entre o desempenho macroestrutural dos
compósitos fibrosos e a zona de transição fibra-matriz. Isso ocorre para os
diversos tipos de fibra, relações água-cimento e idades de hidratação em
estudo, conforme demonstrado no item 8.1.
O estudo da zona de transição apresenta-se, portanto, como importante
caminho para tornar viável a aplicação de materiais reforçados com fibras
na construção civil, em especial para o caso de matrizes à base de cimento
reforçadas com fibras vegetais, e, desse modo, poderá contribuir para a
redução dos custos e para a melhoria da qualidade de vida nos países
subdesenvolvidos.
Anexo A - Ensaios de caracterização do cimento
Este anexo traz os resultados dos ensaios de caracterização do cimento CP
I-32, utilizado na fase definitiva da pesquisa.
Os ensaios físicos, mecânicos e de analise química foram realizados no
Agrupamento de Materiais de Construção Civil do Instituto de Pesquisas
Tecnológicas do Estado de São Paulo S.A., e os resultados estão
registrados, pela ordem, nas tabelas A.1 a A.3. O ensaio de granulometria
do cimento anidro foi feito pelo Departamento de Pesquisa e Desenvolvimento
da Serrana S.A. de Mineração e esta na figura A.1.
Foram ainda realizadas analises por difração de raios X (DRX), para a pasta
de cimento hidratado, com 7, 28, 90 e 180 dias de idade e com relações
água-cimento iguais a 0,30, 0,38 e 0,46. Esses ensaios foram feitos no
Laboratório de Mineralogia da Divisão de Geologia e Recursos Minerais do
IPT, e os difratogramas encontram-se nas figuras A.2 a A.7.
Tabela A.1 Resultados dos ensaios físicos de caracterização do cimento
utilizado. IPT – certificado nº 786.463, de 8/5/91.
Ensaio Resultado Método
Finura – resíduo na peneira de 0,075 mm (%) 0,6 NBR 7215/82
Água para pasta normal (% peso do cimento) 30,5 NBR 7215/82
Pega: Início (h:min)
Fim: (h:min)
4:05
6:05
NBR 7215/82
Expansibilidade Le Chatelier:
Frio (mm)
Quente (5h) (mm)
0,0
0,0
NBR 7215/82
Massa específica (kg/dm³) 3,12 NBR 6474/84
Área específica (m²/kg) 421 NBR 7224/84
Índice de consistência da argamassa (mm) 158 NBR 7215/82
Tabela A.2 Resistência à compressão do cimento Portland. IPT – certificado
nº 786.463, de 8/5/91. NBR 7215/82.
Idade (dias) Resistência média à compressão
(Mpa)
Desvio relativo máximo
(%)
3 24,2 1,2
7 29,4 2,0
28 49,4 2,8
NOTA: O resultado da resistência é igual à média de seis corpos-de-prova.
Tabela A.3 Análise química do cimento. IPT – certificados nº 786.481, de
11/4/91, e nº 796.190, de 9/4/92.
Análise Teores (%) Método
Perda ao fogo 1,72 NBR 5743/89
Dióxido de silício (SiO2) e resíduo
insolúvel 18,4 NBR 9203/85
Óxido de alumínio (Al2O3) 4,75 NBR 5742/77
Anidro fosfórico (P2O5) 0,93 NBR 6473/80
Dióxido de titânio (TiO2) 0,38 Calorim. visual
Óxido de ferro (Fe2O3) 3,94 NBR 5742/77
Óxido de cálcio (CaO) 59,1 ASTM C-114/85
Óxido de magnésio (MgO) 6,70 Perkin Elmer/71
Trióxido de enxofre (SO3) 2,96 NBR 5745/89
Óxido de sódio (Na2O) 0,19 Perkin Elmer/71
Óxido de potássio (K2O) 0,66 Perkin Elmer/71
Óxido mangânico (Mn2O3) 0,16 Perkin Elmer/71
Resíduo insolúvel 0,09 NBR 5744/89
Óxido de cálcio livre 2,36 NBR 7227/89
Anidrico carbônico 0,23 Det. Gas. - Orsat
Fig. A.1 Distribuição granulométrica do cimento anidro (granulometria a
laser). Serrana - certificado CIM 399/90, de 17/4/91.
Fig. A.2 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 7 dias de
idade, rel. a/c = 0,38.
Fig. A.3 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 28 dias de
idade, rel. a/c = 0,30.
Fig. A.4 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 28 dias de
idade, rel. a/c = 0,38.
Fig. A.5 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 28 dias de
idade, rel. a/c = 0,46.
Fig. A.6 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 90 dias de
idade, rel. a/c = 0,38.
Fig. A.7 Difratograma de raios X. Pasta de cimento hidratado, 180 dias de
idade, rel. a/c = 0,38.
$QH[R�%���5HVXOWDGRV�GRV�HQVDLRV�PHFkQLFRV
Este anexo traz, nas tabelas B.1 a B.40, os resultados médios e os desvios-
padrão para todas as propriedades medidas pelos ensaios mecânicos de tração
na flexão, tração direta, tração por fendilhamento e arrancamento de
fibras.
Para cada ensaio, e observada a influência do tipo de fibra empregado no
compósito, a idade de hidratação e a relação água-cimento da matriz de
pasta de cimento.
São feitas análises de comparações múltiplas entre grupos de resultados,
segundo o método de Tukey, para auxiliarem a diferenciação das series
ensaiadas. São considerados como pertencentes a um grupo homogêneo, aqueles
resultados cujos asteriscos indicativos estejam na mesma vertical (última
coluna da tabela B.1, por exemplo).
A análise de variância e utilizada para aceitar ou não a hipótese de
igualdade entre os resultados das series ensaiadas, com nível de 5% de
significância. Pelo critério adotado, apenas são considerados diferentes
aqueles grupos cujo nível de significância (à) seja menor que 5%.
A interpretação dos resultados deste anexo estão no capitulo 6º.
Tabela B.1 Resistência à tração do compósito para diferentes tipos de fibra
e idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração na flexão.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 3,037 0,072 *
Côco 1,714 0,177 *
Malva 2,257 0,102 * *
Matriz 2,495 0,121 *
Polipropileno 2,253 0,091 * *
Sisal 1,925 0,082 * *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 1,854 0,140 *
28 2,295 0,091 *
90 2,434 0,117 *
180 2,537 0,067 *
Nível de significância (idades) : α = 0,00%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.2 Resistência à tração. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��03D�
Amianto
7
28
90
180
2,960
2,853
3,228
3,107
0,139
0,143
0,189
0,051
Côco
7
28
90
180
0,375
1,820
2,223
2,438
0,013
0,159
0,132
0,133
Malva
7
28
90
180
1,745
2,633
2,332
2,318
0,173
0,238
0,078
0,124
Matriz
7
28
90
180
2,237
2,482
2,753
2,510
0,206
0,120
0,412
0,124
Polipropileno
7
28
90
180
1,997
2,120
2,275
2,618
0,062
0,183
0,217
0,158
Sisal
7
28
90
180
1,812
1,863
1,795
2,230
0,106
0,139
0,232
0,120
Nível de significância (fibras x idades): α = 0,00%
Tabela B.3 Resistência à tração do compósito para diferentes tipos de fibra
e relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração na flexão.
)LEUD��WRGDV�DV
UHODo}HV�D�F�
0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 3,099 0,200 *
Côco 2,080 0,094 * *
Malva 2,423 0,144 * *
Matriz 2,927 0,310 * *
Polipropileno 2,229 0,113 * *
Sisal 1,831 0,110 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
5HODomR�D�F��WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
0,30 3,041 0,176 *
0,38 2,295 0,091 *
0,46 1,958 0,082 *
Nível de significância (relações a/c) : α = 0,00%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.4 Resistência à tração. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD 5HODomR�D�F 0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD�
Amianto
0,30
0,38
0,46
3,862
2,853
2,583
0,389
0,143
0,233
Côco
0,30
0,38
0,46
2,452
1,820
1,920
0,058
0,159
0,137
Malva
0,30
0,38
0,46
2,753
2,633
1,882
0,203
0,238
0,157
Matriz
0,30
0,38
0,46
4,278
2,482
2,020
0,613
0,120
0,142
Polipropileno
0,30
0,38
0,46
2,635
2,120
1,933
0,191
0,183
0,092
Sisal
0,30
0,38
0,46
2,265
1,863
1,363
0,122
0,139
0,086
Nível de significância (fibras x relação a/c) : α = 0,55%
Tabela B.5 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração na flexão.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 0,946 0,043 *
Côco 1,121 0,097 *
Malva 0,757 0,048 *
Matriz 0,693 0,055 *
Polipropileno 8,445 0,693 *
Sisal 1,422 0,109 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 1,985 0,362 *
28 2,469 0,569 *
90 2,097 0,489 *
180 2,395 0,648 *
Nível de significância (idades) : α = 31,74%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.6 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��03D�
Amianto
7
28
90
180
1,027
0,852
1,072
0,833
0,094
0,075
0,102
0,025
Côco
7
28
90
180
0,388
1,390
1,534
1,048
0,025
0,099
0,075
0,049
Malva
7
28
90
180
1,051
0,817
0,574
0,587
0,051
0,083
0,041
0,039
Matriz
7
28
90
180
0,718
0,564
0,810
0,679
0,101
0,035
0,187
0,055
Polipropileno
7
28
90
180
6,379
9,527
7,579
10,294
0,433
1,198
1,639
1,617
Sisal
7
28
90
180
2,081
1,662
1,015
0,929
0,139
0,098
0,079
0,052
Nível de significância (fibras x idades): α = 0,59%
Tabela B.7 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra e
relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração na flexão.
)LEUD��WRGDV�DV
UHODo}HV�D�F�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 1,052 0,093 *
Côco 1,467 0,081 *
Malva 0,796 0,050 *
Matriz 0,998 0,172 *
Polipropileno 8,036 0,756 *
Sisal 1,512 0,077 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
5HODomR�D�F��WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
0,30 2,103 0,299 *
0,38 2,469 0,569 *
0,46 2,358 0,552 *
Nível de significância (relações a/c) : α = 42,76%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.8 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD 5HODomR�D�F 0pGLD��N-�Pð� 'HVYLR�SDGUmR��N-�Pð�
Amianto
0,30
0,38
0,46
1,448
0,852
0,856
0,151
0,075
0,116
Côco
0,30
0,38
0,46
1,420
1,390
1,591
0,140
0,099
0,182
Malva
0,30
0,38
0,46
0,884
0,817
0,686
0,107
0,083
0,056
Matriz
0,30
0,38
0,46
1,781
0,564
0,649
0,332
0,035
0,074
Polipropileno
0,30
0,38
0,46
5,681
9,527
0,649
0,650
1,198
1,507
Sisal
0,30
0,38
0,46
1,406
1,662
1,469
0,092
0,098
0,187
Nível de significância (fibras x relação a/c) : α = 0,03%
Tabela B.9 Resistência à tração do compósito para diferentes tipos de fibra
e idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração direta.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 5,755 0,321 *
Côco 3,233 0,114 *
Malva 4,150 0,124 *
Matriz 3,682 0,206 *
Polipropileno 4,030 0,132 * *
Sisal 3,734 0,083 * *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 4,157 0,291 *
28 4,068 0,163 *
90 4,181 0,150 *
180 3,963 0,291 *
Nível de significância (idades) : α = 25,86%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.10 Resistência à tração. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��03D�
Amianto
7
28
90
180
7,540
5,753
5,572
4,125
0,664
0,214
0,368
0,112
Côco
7
28
90
180
3,132
3,752
3,518
2,618
0,143
0,136
0,152
0,152
Malva
7
28
90
180
3,843
3,985
4,828
3,942
0,132
0,290
0,227
0,062
Matriz
7
28
90
180
2,672
3,362
3,988
4,707
0,219
0,335
0,243
0,327
Polipropileno
7
28
90
180
3,865
3,765
3,735
4,755
0,110
0,213
0,252
0,239
Sisal
7
28
90
180
3,890
3,738
3,675
3,633
0,227
0,153
0,136
0,166
Nível de significância (fibras x idades): α = 0,00%
Tabela B.11 Resistência à tração do compósito para diferentes tipos de
fibra e relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração na flexão.
)LEUD��WRGDV�DV
UHODo}HV�D�F�
0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 5,522 0,176 *
Côco 3,806 0,129 * *
Malva 4,172 0,231 * *
Matriz 4,053 0,221 * *
Polipropileno 4,316 0,266 *
Sisal 3,663 0,091 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
5HODomR�D�F��WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
0,30 4,892 0,167 *
0,38 4,068 0,163 *
0,46 3,813 0,124 *
Nível de significância (relações a/c) : α = 0,00%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.12 Resistência à tração. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD 5HODomR�D�F 0pGLD��03D� 'HVYLR�SDGUmR��03D�
Amianto
0,30
0,38
0,46
5,905
5,753
4,908
0,315
0,214
0,233
Côco
0,30
0,38
0,46
4,230
3,752
3,427
0,113
0,136
0,244
Malva
0,30
0,38
0,46
5,190
3,985
3,340
0,259
0,290
0,204
Matriz
0,30
0,38
0,46
4,647
3,362
4,152
0,393
0,335
0,247
Polipropileno
0,30
0,38
0,46
5,615
3,765
3,567
0,363
0,213
0,182
Sisal
0,30
0,38
0,46
3,767
3,738
3,483
0,159
0,153
0,163
Nível de significância (fibras x relação a/c) : α = 0,04%
Tabela B.13 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra
e idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração na flexão.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 0,144 0,008 *
Côco 0,325 0,021 *
Malva 0,196 0,026 *
Matriz 0,039 0,004 *
Polipropileno 0,844 0,037 *
Sisal 0,387 0,031 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 0,374 0,042 *
28 0,331 0,045 *
90 0,326 0,055 *
180 0,264 0,052 *
Nível de significância (idades) : α = 0,00%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.14 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��N-�Pð� 'HVYLR�SDGUmR��N-�Pð�
Amianto
7
28
90
180
0,176
0,131
0,124
0,139
0,023
0,008
0,005
0,013
Côco
7
28
90
180
0,438
0,323
0,324
0,214
0,018
0,017
0,030
0,032
Malva
7
28
90
180
0,365
0,225
0,116
0,077
0,036
0,011
0,026
0,014
Matriz
7
28
90
180
0,021
0,031
0,042
0,064
0,003
0,005
0,005
0,008
Polipropileno
7
28
90
180
0,743
0,786
0,954
0,891
0,077
0,061
0,090
0,047
Sisal
7
28
90
180
0,499
0,491
0,361
0,158
0,030
0,021
0,034
0,030
Nível de significância (fibras x idades): α = 0,00%
Tabela B.15 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra
e relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração na flexão.
)LEUD��WRGDV�DV
UHODo}HV�D�F�
0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 0,119 0,004 *
Côco 0,311 0,012 *
Malva 0,212 0,014 *
Matriz 0,050 0,006 *
Polipropileno 0,794 0,039 *
Sisal 0,489 0,017 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
5HODomR�D�F��WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD��0SD� 'HVYLR�SDGUmR��0SD� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
0,30 0,329 0,047 *
0,38 0,331 0,045 *
0,46 0,314 0,041 *
Nível de significância (relações a/c) : α = 26,71%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.16 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD 5HODomR�D�F 0pGLD��N-�Pð� 'HVYLR�SDGUmR��N-�Pð�
Amianto
0,30
0,38
0,46
0,111
0,131
0,115
0,005
0,008
0,004
Côco
0,30
0,38
0,46
0,321
0,323
0,290
0,012
0,017
0,029
Malva
0,30
0,38
0,46
0,206
0,225
0,206
0,030
0,011
0,032
Matriz
0,30
0,38
0,46
0,062
0,031
0,057
0,013
0,005
0,007
Polipropileno
0,30
0,38
0,46
0,906
0,786
0,707
0,020
0,061
0,077
Sisal
0,30
0,38
0,46
0,465
0,491
0,509
0,035
0,021
0,031
Nível de significância (fibras x relação a/c) : α = 4,22%
Tabela B.17 Carga máxima do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração por fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 123,96 7,76 *
Côco 88,91 5,98 * *
Malva 92,48 6,93 * *
Matriz 77,35 3,85 *
Polipropileno 109,42 8,07 * *
Sisal 83,68 5,82 * *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 83,44 5,64 *
28 88,82 5,83 *
90 108,34 5,40 *
180 101,25 5,79 *
Nível de significância (idades) : α = 0,07%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.18 Carga máxima. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1�
Amianto
7
28
90
180
122,67
118,50
131,83
122,60
13,26
11,50
24,62
11,14
Côco
7
28
90
180
71,67
96,33
96,50
91,60
8,62
18,27
4,65
6,78
Malva
7
28
90
180
59,33
86,40
108,67
114,50
9,22
13,50
8,55
12,46
Matriz
7
28
90
180
66,20
77,00
88,33
76,00
4,67
7,28
10,78
4,55
Polipropileno
7
28
90
180
97,60
92,60
113,00
140,75
10,77
18,17
6,98
22,89
Sisal
7
28
90
180
82,25
62,33
112,50
77,17
15,05
7,12
9,09
5,60
Nível de significância (fibras x idades): α = 23,35%
Tabela B.19 Carga máxima do compósito para diferentes tipos de fibra e
relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração por fendilhamento
com fibras distribuídas aleatoriamente.
)LEUD��WRGDV�DV
UHODo}HV�D�F�
0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 120,44 9,25 *
Côco 87,65 9,55 * *
Malva 92,18 7,24 * *
Matriz 88,44 5,97 * *
Polipropileno 109,25 11,84 * *
Sisal 84,38 9,35 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,96%
5HODomR�D�F��WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
0,30 121,37 7,00 *
0,38 88,82 5,83 *
0,46 80,21 4,35 *
Nível de significância (relações a/c) : α = 0,00%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.20 Carga máxima. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries.
)LEUD 5HODomR�D�F 0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1�
Amianto
0,30
0,38
0,46
141,67
118,50
101,17
22,55
11,50
8,22
Côco
0,30
0,38
0,46
106,60
96,33
63,17
16,70
18,27
10,56
Malva
0,30
0,38
0,46
107,67
86,40
81,50
13,66
13,50
9,54
Matriz
0,30
0,38
0,46
112,67
77,00
75,67
9,29
7,28
6,96
Polipropileno
0,30
0,38
0,46
138,00
92,60
91,40
23,01
18,17
12,71
Sisal
0,30
0,38
0,46
119,17
62,33
65,25
14,90
7,12
9,86
Nível de significância (fibras x relação a/c) : α = 88,16%
Tabela B.21 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra
e idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração por fendilhamento com fibras
distribuídas aleatoriamente.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 0,476 0,035 *
Côco 1,315 0,144 *
Malva 0,677 0,107 *
Matriz 0,144 0,013 *
Polipropileno 3,883 0,342 *
Sisal 1,353 0,163 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 1,335 0,224 *
28 1,196 0,224 *
90 1,392 0,208 *
180 1,014 0,310 *
Nível de significância (idades) : α = 22,48%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.22 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��N-�Pð� 'HVYLR�SDGUmR��N-�Pð�
Amianto
7
28
90
180
0,339
0,474
0,691
0,359
0,022
0,040
0,042
0,026
Côco
7
28
90
180
1,697
1,305
1,497
0,686
0,357
0,272
0,146
0,071
Malva
7
28
90
180
1,221
0,501
0,729
0,228
0,292
0,066
0,022
0,025
Matriz
7
28
90
180
0,088
0,142
0,180
0,156
0,011
0,024
0,030
0,017
Polipropileno
7
28
90
180
3,024
3,802
3,718
5,264
0,712
0,594
0,148
0,956
Sisal
7
28
90
180
1,657
1,269
1,943
0,646
0,382
0,169
0,368
0,044
Nível de significância (fibras x idades): α = 0,01%
Tabela B.23 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra
e relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração por
fendilhamento com fibras distribuídas aleatoriamente.
)LEUD��WRGDV�DV
UHODo}HV�D�F�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 0,536 0,026 *
Côco 1,699 0,169 *
Malva 0,743 0,071 *
Matriz 0,166 0,012 *
Polipropileno 4,099 0,401 *
Sisal 2,050 0,212 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
5HODomR�D�F��WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
0,30 1,753 0,302 *
0,38 1,196 0,224 *
0,46 1,531 0,240 * *
Nível de significância (relações a/c) : α = 26,71%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.24 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD 5HODomR�D�F 0pGLD��N-�Pð� 'HVYLR�SDGUmR��N-�Pð�
Amianto
0,30
0,38
0,46
0,531
0,474
0,604
0,048
0,040
0,036
Côco
0,30
0,38
0,46
2,024
1,305
1,822
0,192
0,272
0,332
Malva
0,30
0,38
0,46
0,667
0,501
1,021
0,089
0,066
0,091
Matriz
0,30
0,38
0,46
0,196
0,142
0,161
0,017
0,024
0,018
Polipropileno
0,30
0,38
0,46
4,567
3,802
3,833
0,890
0,594
0,537
Sisal
0,30
0,38
0,46
2,578
1,269
2,429
0,186
0,169
0,500
Nível de significância (fibras x relação a/c) : α = 48,75%
Tabela B.25 Índice de tenacidade do compósito para diferentes tipos de
fibra e idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração por fendilhamento com
fibras distribuídas aleatoriamente.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 199,9 19,1 * *
Côco 1008,7 105,0 *
Malva 594,4 151,6 * *
Matriz 100,0 0,0 *
Polipropileno 3485,0 305,8 *
Sisal 1005,5 85,1 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 1343,2 280,0 *
28 1136,3 252,1 *
90 823,8 133,4 *
180 654,8 187,7 *
Nível de significância (idades) : α = 0,00%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.26 Índice de tenacidade. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD���� 'HVYLR�SDGUmR����
Amianto
7
28
90
180
156,7
184,5
308,2
140,4
7,2
17,4
48,8
11,5
Côco
7
28
90
180
1529,8
819,7
1073,6
545,4
123,0
152,0
217,9
53,3
Malva
7
28
90
180
1635,6
347,3
349,8
136,0
338,9
61,6
26,8
53,3
Matriz
7
28
90
180
100,0
100,0
100,0
100,0
0,0
0,0
0,0
0,0
Polipropileno
7
28
90
180
4259,0
4255,8
2324,2
3198,5
901,4
340,6
93,8
573,1
Sisal
7
28
90
180
1040,3
1367,7
1078,7
552,7
62,7
61,2
153,3
69,7
Nível de significância (fibras x idades): α = 0,00%
Tabela B.27 Índice de tenacidade do compósito para diferentes tipos de
fibra e relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração por
fendilhamento com fibras distribuídas aleatoriamente.
)LEUD��WRGDV�DV
UHODo}HV�D�F�
0pGLD���� 'HVYLR�SDGUmR���� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Amianto 232,6 19,2 *
Côco 1510,1 218,5 *
Malva 590,1 87,9 * *
Matriz 100,0 0,0 *
Polipropileno 4048,1 608,0 *
Sisal 1381,4 90,2 * *
Nível de significância (fibras) : α = 0,00%
5HODomR�D�F��WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD���� 'HVYLR�SDGUmR���� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
0,30 872,9 148,4 *
0,38 1136,3 252,1 *
0,46 1829,3 416,4 *
Nível de significância (relações a/c) : α = 0,00%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.28 Índice de tenacidade. Idem tabela anterior. Com resultados
individuais das séries.
)LEUD 5HODomR�D�F 0pGLD���� 'HVYLR�SDGUmR����
Amianto
0,30
0,38
0,46
204,0
184,5
309,3
28,0
17,4
29,4
Côco
0,30
0,38
0,46
1285,2
819,7
2388,0
239,6
152,0
336,9
Malva
0,30
0,38
0,46
371,2
347,3
971,0
31,0
61,6
113,3
Matriz
0,30
0,38
0,46
100,0
100,0
100,0
0,0
0,0
0,0
Polipropileno
0,30
0,38
0,46
2047,2
4255,8
6241,4
443,5
340,6
1268,9
Sisal
0,30
0,38
0,46
1298,8
1367,7
1574,0
193,7
61,2
229,6
Nível de significância (fibras x relação a/c) : α = 0,00%
Tabela B.29 Carga máxima do compósito para diferentes tipos de fibra e
idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de tração por fendilhamento com fibras
alinhadas.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Côco 85,82 6,24 * *
Malva 101,54 8,10 *
Polipropileno 78,43 6,04 *
Sisal 89,41 5,98 * *
Nível de significância (fibras) : α = 1,60%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 63,73 5,34 *
28 89,43 7,75 *
90 104,63 5,81 *
180 96,64 5,18 *
Nível de significância (idades) : α = 0,00%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.30 Carga máxima. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1�
Côco
7
28
90
180
49,75
99,67
75,83
106,00
7,69
9,37
4,13
12,58
Malva
7
28
90
180
56,83
123,67
121,17
104,50
5,86
19,11
11,89
9,54
Polipropileno
7
28
90
180
75,33
60,83
97,00
81,00
15,96
6,97
11,80
7,80
Sisal
7
28
90
180
68,33
70,40
124,50
91,60
7,77
7,19
3,53
8,47
Nível de significância (fibras x idades) : α = 0,06%
Tabela B.31 Carga máxima do compósito para diferentes tipos de fibra e
relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio de tração por fendilhamento
com fibras alinhadas.
)LEUD��WRGDV�DV
UHODo}HV�D�F�
0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
Côco 84,06 7,13 * *
Malva 98,89 8,00 *
Polipropileno 72,47 3,97 *
Sisal 90,53 7,48 * *
Nível de significância (fibras) : α = 0,37%
5HODomR�D�F��WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1� *UXSRV�KRPRJrQHRVï
0,30 97,58 4,65 *
0,38 89,43 7,75 *
0,46 71,86 4,46 *
Nível de significância (relações a/c) : α = 0,04%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.32 Carga máxima. Idem tabela anterior, com resultados individuais
das séries.
)LEUD 5HODomR�D�F 0pGLD��1� 'HVYLR�SDGUmR��1�
Côco
0,30
0,38
0,46
98,67
99,67
47,80
5,55
9,37
6,92
Malva
0,30
0,38
0,46
83,67
123,67
89,33
5,55
19,11
8,34
Polipropileno
0,30
0,38
0,46
85,33
60,83
71,00
5,17
6,87
3,54
Sisal
0,30
0,38
0,46
122,67
70,40
75,17
10,72
7,19
6,07
Nível de significância (fibras x relação a/c) : α = 0,00%
Tabela B.33 Energia específica da faze elástica do compósito para
diferentes tipos de fibra e idades. Relação a/c = 0,38 Ensaio de tração por
fendilhamento com fibras alinhadas.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Côco 0,121 0,013 * *
Malva 0,160 0,020 *
Polipropileno 0,109 0,012 *
Sisal 0,111 0,015 *
Nível de significância (fibras) : α = 0,49%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 0,061 0,008 *
28 0,128 0,017 *
90 0,169 0,016 *
180 0,142 0,011 *
Nível de significância (idades) : α = 0,00%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.34 Energia específica da fase elástica. Idem tabela anterior, com
resultados individuais das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��N-�Pð� 'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
Côco
7
28
90
180
0,055
0,133
0,108
0,166
0,009
0,017
0,017
0,032
Malva
7
28
90
180
0,051
0,230
0,208
0,149
0,008
0,033
0,043
0,014
Polipropileno
7
28
90
180
0,087
0,069
0,160
0,123
0,022
0,012
0,026
0,018
Sisal
7
28
90
180
0,046
0,072
0,200
0,123
0,010
0,008
0,018
0,020
Nível de significância (fibras x idades) : α = 0,01%
Tabela B.35 Energia específica da fase elástica do compósito para
diferentes tipos de fibra e relações água-cimento. Idade = 28 dias. Ensaio
de tração por fendilhamento com fibras alinhadas.
)LEUD��WRGDV�DV
UHODo}HV�D�F�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Côco 0,103 0,012 *
Malva 0,155 0,018 *
Polipropileno 0,112 0,013 *
Sisal 0,121 0,015 * *
Nível de significância (fibras) : α = 0,42%
5HODomR�D�F��WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
0,30 0,141 0,011 *
0,38 0,128 0,017 * *
0,46 0,099 0,010 *
Nível de significância (relações a/c) : α = 0,50%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.36 Energia específica da fase elástica. Idem tabela anterior, com
resultados individuais das séries.
)LEUD 5HODomR�D�F 0pGLD��N-�Pð� 'HVYLR�SDGUmR��N-�Pð�
Côco
0,30
0,38
0,46
0,120
0,133
0,046
0,011
0,017
0,008
Malva
0,30
0,38
0,46
0,103
0,230
0,133
0,011
0,033
0,022
Polipropileno
0,30
0,38
0,46
0,167
0,069
0,097
0,020
0,012
0,008
Sisal
0,30
0,38
0,46
0,175
0,072
0,109
0,028
0,008
0,016
Nível de significância (fibras x relação a/c) : α = 0,00%
Tabela B.37 Resistência ao cisalhamento do compósito para diferentes tipos
de fibra e idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de arrancamento de fibras.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Côco 79,20 9,05 *
Polipropileno 112,19 16,35 *
Sisal 115,26 14,58 *
Nível de significância (fibras) : α = 13,33%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 76,80 9,17 * *
28 117,34 17,03 * * *
90 62,53 14,64 *
180 131,67 14,12 *
Nível de significância (idades) : α = 1,55%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.38 Resistência ao cisalhamento. Idem tabela anterior, com
resultados individuais das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��N3D� 'HVYLR�SDGUmR��N3D�
Côco
7
28
90
180
76,50
86,65
62,53
100,80
17,29
12,85
14,64
32,10
Polipropileno
7
28
90
180
59,30
118,53
0,00
147,10
14,98
37,13
0,00
9,40
Sisal
7
28
90
180
94,60
146,25
0,00
0,00
13,16
2,65
0,00
0,00
Nível de significância (fibras x idades) : α = 40,10%
Tabela B.39 Energia específica do compósito para diferentes tipos de fibra
e idades. Relação a/c = 0,38. Ensaio de arrancamento de fibras.
)LEUD��WRGDV�DV�LGDGHV� 0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
Côco 2,034 0,343 *
Polipropileno 3,196 0,593 *
Sisal 1,854 0,250 *
Nível de significância (fibras) : α = 47,59%
,GDGH��GLDV���WRGDV�DV
ILEUDV�
0pGLD
�N-�Pð�
'HVYLR�SDGUmR
�N-�Pð�
*UXSRV�KRPRJrQHRVï
7 1,420 0,220 * *
28 3,182 0,617 * *
90 1,177 0,420 *
180 3,830 0,286 *
Nível de significância (idades) : α = 0,30%
NOTA: 1 – asteriscos na mesma vertical indicam séries que compõem um único
grupo homogêneo.
Tabela B.40 Energia específica. Idem tabela anterior, com resultados
individuais das séries.
)LEUD ,GDGH��GLDV� 0pGLD��N-�Pð� 'HVYLR�SDGUmR��N-�Pð�
Côco
7
28
90
180
1,590
2,407
1,177
3,613
0,433
0,190
0,420
0,353
Polipropileno
7
28
90
180
1,161
4,239
0,000
3,939
0,570
1,277
0,000
0,414
Sisal
7
28
90
180
1,510
2,372
0,000
0,000
0,136
0,354
0,000
0,000
Nível de significância (fibras x idades) : α = 25,16%
5HIHUrQFLDV�ELEOLRJUiILFDV
AGGARWAL, L.K. Durability studies on coir fibre reinforced cement boards.
In: INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE,
4., Sheffield, 1992. 3URFHHGLQJV. London, E & FN Spon, 1992. p.1120-7.
(RILEM Proceedings, 17)
AGGARWAL, L.K.; SINGH, J. Effect of plant fibre extractives on properties
of cement. &HPHQW��&RQFUHWH�&RPSRVLWHV, v.12, p.103-8, 1990.
AGOPYAN, V. GRG prepared by premixing for wall panels in developing
countries. In: CIB-86 ADVANCING BUILDING TECHNOLOGY, 10., Washington,
D.C.,1986. 3URFHHGLQJV. Gaithersburg, CIB, 1986. v.4, p.1197-203.
____. Materiais com fibras para a construção civil. 5HYLVWD� 3ROLWpFQLFD,
n.182, p.66-70, jul. 1983.
____. 0DWHULDLV�UHIRUoDGRV�FRP�ILEUDV�SDUD�D�FRQVWUXomR�FLYLO�QRV�SDtVHV�HP
GHVHQYROYLPHQWR: o uso de fibras vegetais. São Paulo, 1991. 204p. Tese
(Livre-Docência) - Escola Politécnica, Universidade de São Paulo.
____. � 7KH� SUHSDUDWLRQ� RI� JODVV� UHLQIRUFHG� J\SVXP� E\� SUHPL[LQJ� DQG� LWV
SURSHUWLHV�XQGHU�KXPLG�FRQGLWLRQV. London, 1982. 247p. Thesis (PhD) -
King's College, University of London.
____. Vegetable fibre reinforced building materials - developments in
Brazil and other Latin American countries. In: SWAMY, R.N., ed.
1DWXUDO�ILEUH�UHLQIRUFHG�FHPHQW�DQG�FRQFUHWH. Glasgow, Blackie, 1988.
p.208-42. (Concrete Technology and Design, 5)
AGOPYAN, V.; DEROLLE, A. Materiais de construção reforçados com fibras: uso
do papel-imprensa. $� &RQVWUXomR� 6mR� 3DXOR, n.2080/2081, p.43-6, dez.
1987.
AGOPYAN, V.; JOHN, V.M.; DEROLLE, A. Construindo com fibras vegetais. $
&RQVWUXomR�6mR�3DXOR, n.2200, p.17-20, abr. 1990.
AKERS, S.A.S.; GARRETT, G.G. Fibre-matrix interface effects in asbestos-
cement composites. -RXUQDO�RI�0DWHULDOV�6FLHQFH, v.18, n.7, p.2200-8,
July 1983a.
____. Observations and predictions of fracture in asbestos-cement
composites. -RXUQDO� RI� 0DWHULDOV� 6FLHQFH, v.18, n.7, p.2209-14, July
1983b.
AKERS, S.A.S.; STUDINKA, J.B. Ageing behaviour of cellulose fibre cement
composites in natural weathering and accelerated tests. 7KH
,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW� &RPSRVLWHV� DQG� /LJKWZHLJKW� &RQFUHWH,
v.11, n.2, p.93-7, May 1989.
AKIHAMA, S.; SUENAGA T.; BANNO, T. Mechanical properties of carbon fibre
reinforced cement composites. 7KH� ,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW
&RPSRVLWHV�DQG�/LJKWZHLJKW�&RQFUHWH, v.8, n.1, p.21-33, Feb. 1986.
AL-ADEEB, A.M.; MATTI, M.A. Leaching corrosion of asbestos cement pipes.
7KH� ,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW� &RPSRVLWHV� DQG� /LJKWZHLJKW
&RQFUHWH, v.6, n.4, p.233-40, Nov. 1984.
AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. 6WDQGDUG� VSHFLILFDWLRQ� IRU
SRUWODQG�FHPHQW�- ASTM C-150. Philadelphia, 1989.
____. 6WDQGDUG�WHVW�PHWKRG�IRU�DLU�FRQWHQW�RI�IUHVKO\�PL[HG�FRQFUHWH�E\�WKH
SUHVVXUH�PHWKRG���$670�&����. Philadelphia, 1989.
____. 6WDQGDUG�WHVW�PHWKRG�IRU�WHQVLOH�SURSHUWLHV�RI�VLQJOH�WH[WLOH�ILEHUV
��$670�'�����. Philadelphia, 1990.
____. 6WDQGDUG�WHVW�PHWKRG�IRU�WHQVLOH�VWUHQJWK�RI�K\GUDXOLF�FHPHQW�PRUWDUV
��$670�&����. Philadelphia, 1985.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. $UJDPDVVD�H�FRQFUHWR�HQGXUHFLGRV
�� GHWHUPLQDomR� GD� DEVRUomR� GH� iJXD� SRU� LPHUVmR� �� tQGLFH� GH� YD]LRV� H
PDVVD�HVSHFtILFD���1%5�����: método de ensaio. Rio de Janeiro, 1987.
____. &LPHQWR� 3RUWODQG� FRPXP� �� 1%5� ����: especificação. Rio de Janeiro,
1991.
____. &LPHQWR� 3RUWODQG� �� GHWHUPLQDomR� GH� y[LGR� GH� FiOFLR� OLYUH� SHOR
HWLOHQRJOLFRO���1%5�����: método de ensaio. Rio de Janeiro, 1989.
____. &LPHQWR�3RUWODQG���GHWHUPLQDomR�GH�SHUGD�DR�IRJR���1%5�����: método
de ensaio. Rio de Janeiro, 1989.
____. &RQFUHWR� IUHVFR� �� GHWHUPLQDomR� GD� PDVVD� HVSHFtILFD� H� GR� WHRU� GH� DU
SHOR�PpWRGR�JUDYLPpWULFR���1%5�����: método de ensaio. Rio de Janeiro,
1987.
____. (QVDLR� GH� FLPHQWR� 3RUWODQG� �� 1%5� ����: método de ensaio. Rio de
Janeiro, 1982.
AVESTON, J.; COOPER, G.A.; KELLY, A. Paper 2 - single and multiple
fracture. In: NPL CONFERENCE ON PROPERTIES OF FIBRE COMPOSITES, 1971.
3URFHHGLQJV. Guildford, IPC, 1971. p.15-26.
AVESTON, J.; KELLY, A. Theory of multiple fracture of fibrous composites.
-RXUQDO�RI�0DWHULDOV�6FLHQFH, v.8, p.352-62, 1973.
AVESTON, J.; MERCER, R.A.; SILLWOOD, J.M. Fibre reinforced cements -
scientific foundations for specifications. In: NPL CONFERENCE ON
COMPOSITES - STANDARDS, TESTING AND DESIGN, Middlesex, 1974.
3URFHHGLQJV. Guildford, IPC, 1974. p.93-103.
BAGGOTT, R.; GANDHI, D. Multiple cracking in aligned polypropylene fibre
reinforced cement composites. -RXUQDO�RI�0DWHULDOV�6FLHQFH, v.16, n.1,
p.65-74, Jan. 1981.
BAHIA. Centro de Pesquisas e Desenvolvimento. 8WLOL]DomR�GH�ILEUDV�YHJHWDLV
QD�FRQVWUXomR�FLYLO. Camaçari, Ceped, 1984. (Relatório Thaba, 94/84)
BALAGURU, P.N.; SHAH, S.P. )LEHU�UHLQIRUFHG� FHPHQW� FRPSRVLWHV. New York,
McGraw-Hill, 1992.
BANTHIA, N.; TROTTIER, J.-F. Effect of curing temperature and early
freezing on the pull-out behavior of steel fibres. &HPHQW�DQG�&RQFUHWH
5HVHDUFK, v.19, n.3, p.400-10, 1989.
BARNES. B.D.; DIAMOND, S.; DOLCH, W.L. Micromorphology of the interfacial
zone around aggregates in portland cement mortar. -RXUQDO� RI� 7KH
$PHULFDQ�&HUDPLF�6RFLHW\, v.62, n.1, p.21-4, 1979.
____. The contact zone between portland cement paste and glass "aggregate"
surfaces. &HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.8, n.2, p.233-43, Mar. 1978.
BARTOS, P. Analysis of pull-out tests on fibres embedded in brittle
matrices. -RXUQDO�RI�0DWHULDOV�6FLHQFH, v.15, p.3122-8, 1980.
____. Review paper: bond in fibre reinforced cements and concretes. 7KH
,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW� &RPSRVLWHV, v.3, n.3, p.159-77, Aug.
1981.
BENTUR, A. Fiber-reinforced cementitious materials. In: SKALNY, J.P., ed.
0DWHULDOV� VFLHQFH� RI� FRQFUHWH� ,. Westerville, American Ceramic
Society, 1989. p.223-84.
BENTUR, A.; AKERS, S.A.S. The microstructure and ageing of cellulose fibre
reinforced autoclaved cement composites. 7KH�,QWHUQDWLRQDO�-RXUQDO�RI
&HPHQW� &RPSRVLWHV� DQG� /LJKWZHLJKW� &RQFUHWH, v.11, n.2, p.111-5, May
1989a.
____. The microstructure and ageing of cellulose fibre reinforced cement
composites cured in a normal environment. 7KH�,QWHUQDWLRQDO�-RXUQDO�RI
&HPHQW� &RPSRVLWHV� DQG� /LJKWZHLJKW� &RQFUHWH, v.11, n.2, p.99-109, May
1989b.
BENTUR, A.; DIAMOND, S. Crack patterns in steel fiber reinforced cement
paste. 0DWpULDX[�HW�&RQVWUXFWLRQV, v.18, n.103, p.49-56, 1985.
____. Direct incorporation of silica fume into glass fiber strands as a
means for developing GFRC composites of improved durability. 7KH
,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW� &RPSRVLWHV� DQG� /LJKWZHLJKW� &RQFUHWH,
v.9, n.3, p.127-35, 1987.
____. Fracture of glass fiber reinforced cement. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH
5HVHDUFK, v.14, n.1, p.31-42, Jan. 1984.
BENTUR, A.; DIAMOND, S.; MINDESS, S. Cracking processes in steel fiber
reinforced cement paste. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.15, n.2,
p.331-42, 1985a.
____. The microstructure of the steel fibre-cement interface. -RXUQDO� RI
0DWHULDOV�6FLHQFH, v.20, n.10, p.3610-20, Oct. 1985b.
BENTUR, A.; MINDESS, S.; DIAMOND, S. Pull-out processes in steel fibre
reinforced cement. 7KH�,QWHUQDWLRQDO�-RXUQDO�RI�&HPHQW�&RPSRVLWHV�DQG
/LJKWZHLJKW�&RQFUHWH, v.7, n.1, p.29-37, Feb. 1985c.
BENTUR, A.; MINDESS, S.; SKALNY, J. Reinforcement of normal and high
strength concretes with fibrillated polypropylene fibres. In:
INTERNATIONAL CONFERENCE ON RECENT DEVELOPMENTS IN FIBRE REINFORCED
CEMENTS AND CONCRETES, Cardiff, 1989. 3URFHHGLQJV. Barking, Elsevier,
1989a. p.229-39.
BENTUR, A.; MINDESS, S.; VONDRAN, G. Bonding in polypropylene fibre
reinforced concretes. 7KH� ,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW� &RPSRVLWHV
DQG�/LJKWZHLJKW�&RQFUHWH, v.11, n.3, p.153-8, Aug. 1989b.
BIJEN, J. Improved mechanical properties of glass fibre reinforced cement
by polymer modification. &HPHQW��&RQFUHWH�&RPSRVLWHV, v.12, p.95-101,
1990.
CARVALHO FILHO, A.C. $UJDPDVVD�UHIRUoDGD�FRP�ILEUDV�GH�VLVDO: comportamento
mecânico à flexão. São Paulo, 1989. 161p. Dissertação (Mestrado) -
Escola Politécnica, Universidade de São Paulo.
CASTRO, J.; NAAMAN, A.E. Cement mortar reinforced with natural fibers. $&,
-RXUQDO, v.78, n.1, p.69-78, Jan./Feb. 1981.
CHAND, N.; TIWARY, R.K.; ROHATGI, P.K. Bibliography: resource structure
properties of natural cellulosic fibres - an annotated bibliography.
-RXUQDO�RI�0DWHULDOV�6FLHQFH, v.23, n.2, p.381-7, Feb. 1988.
CHANVILLARD, G.; BANTHIA, N.; ANTCIN, P.-C. Normalized load-deflection
curves for fibre reinforced concrete under flexure. &HPHQW��&RQFUHWH
&RPSRVLWHV, v.12, n.1, p.41-5, 1990.
CHATVEERA, B., NIMITYONGSKUL, P. Mechanical properties of sisal fiber-
mortar composites containing rice husk ash. In: INTERNATIONAL
SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4., Sheffield,
1992. 3URFHHGLQJV. London, E & FN Spon, 1992. p.1056-72. (RILEM
Proceedings, 17)
CINCOTTO, M.A.; AGOPYAN, V.; JOHN, V.M. Optimization of rice husk ash
production. In: INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON VEGETABLE PLANTS AND THEIR
FIBRES AS BUILDING MATERIALS, 2., Salvador, 1990. 3URFHHGLQJV. London,
Chapman and Hall, 1990. p.334-42. (RILEM Proceedings, 7)
COHEN, E.B.; DIAMOND, S. Validity of flexural strength reduction as an
indication of alkali attack on glass in fibre reinforced cement
composites. In: RILEM SYMPOSIUM - FIBRE REINFORCED CEMENT AND
CONCRETE, 1975. 3URFHHGLQJV. Lancaster, Construction Press, 1975. v.1,
p.315-25.
COOK, D.J. Concrete and cement composites reinforced with natural fibres.
In: SYMPOSIUM ON CONCRETE INTERNATIONAL 80 - FIBROUS CONCRETE,
Lancaster, 1980. 3URFHHGLQJV. London, Concrete Society, 1980. p.99-
114.
COOK, D.J.; PAMA, R.P.; WEERASINGLE, H.L.S.D. Coir fibre reinforced cement
as a low cost roofing material. %XLOGLQJ�DQG�(QYLURQPHQW, v.13, p.193-
8, 1978.
COSTA NETO, P.L.O. (VWDWtVWLFD. São Paulo, Edgard Blücher, 1977.
COUTTS, R.S.P. Fibre-matrix interface in air-cured wood-pulp fibre-cement
composites. -RXUQDO� RI� 0DWHULDOV� 6FLHQFH� /HWWHUV, v.6, n.2, p.140-2,
Feb. 1987.
____. "From forest to factory to fabrication". In: INTERNATIONAL SYMPOSIUM
ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4., Sheffield, 1992.
3URFHHGLQJV. London, E & FN Spon, 1992. p.31-47. (RILEM Proceedings,
17)
____. Wood fibre reinforced cement composites. In: SWAMY, R.N., ed ��1DWXUDO
ILEUH�UHLQIRUFHG�FHPHQW�DQG�FRQFUHWH. Glasgow, Blackie, 1988. p.1-62.
(Concrete Technology and Design, 5)
COUTTS, R.S.P.; KIGHTLY, P. Bonding in wood fibre-cement composites.
-RXUQDO�RI�0DWHULDOV�6FLHQFH, v.19, n.10, p.3355-9, Oct. 1984.
COUTTS, R.S.P.; WARDEN, P.G. Effect of compaction on the properties of air-
cured wood fibre reinforced cement. &HPHQW� � &RQFUHWH� &RPSRVLWHV,
v.12, p.151-6, 1990.
CURRIE, B.; GARDINER, T. Bond between polypropylene fibres and cement
matrix ��7KH�,QWHUQDWLRQDO�-RXUQDO�RI�&HPHQW�&RPSRVLWHV�DQG�/LJKWZHLJKW
&RQFUHWH, v.11, n.1, p.3-9, Feb. 1989.
DAIMOND, S.; MINDESS, S. Scanning electron microscopic observations of
cracking in portland cement paste. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON THE
CHEMISTRY OF CEMENT, 7., Paris, 1980. 3URFHHGLQJV. Paris, Septima,
1980. v.3, theme VI, p.114-9.
DANTAS, F.A.S �� &RQFUHWRV� FRP� EDL[R� FRQVXPR� GH� FLPHQWR� UHIRUoDGRV� FRP
ILEUDV� propriedades e análise da fissuração devida à retração. São
Paulo, 1987. 214p. Tese (Doutorado) - Escola Politécnica, Universidade
de São Paulo.
DARDARE, J. Contribution à l'étude du comportement mécanique des bétons
renforcés avec des fibres de polypropylène. In: RILEM SYMPOSIUM -
FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 1975. 3URFHHGLQJV. Lancaster,
Construction Press, 1975. v.1, p.227-35.
DAS GUPTA, N.C.; PARAMASIVAM, P.; LEE, S.L. Mechanical properties of coir
reinforced cement paste composites. +RXVLQJ�6FLHQFH, v.2, n.6, p.391-
406, 1978.
DETWILER, R.J. Subcritical crack growth in the cement paste-steel
transition zone. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.20, n.2, p.277-84,
1990.
DE VEKEY, R.C.; MAJUMDAR, A.J. Determining bond strength in fibre-
reinforced composites. 0DJD]LQH� RI� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.20, n.65,
p.229-34, Dec. 1968.
DJANIKIAN, J.G. $VSHFWRV�GD�KLGUDWDomR�GR�FLPHQWR�3RUWODQG�HP�PLVWXUDV�FRP
HOHYDGRV� WHRUHV� GH� VXOIDWR� GH� FiOFLR. São Paulo, 1987. 128p. Tese
(Doutorado) - Escola Politécnica, Universidade de São Paulo.
DOLL, R.; PETO, J �� $VEHVWRV - effects on health of exposure to asbestos.
London, HMSO, 1985. 58p.
DUBOIS, F.; NOUGUIER, H. Durability of steel fibrous concrete used for the
manufacture of containers for nuclear waste storage. In: INTERNATIONAL
CONFERENCE ON RECENT DEVELOPMENTS IN FIBRE REINFORCED CEMENTS AND
CONCRETES, Cardiff, 1989. 3URFHHGLQJV. Barking, Elsevier, 1989. p.573-
81.
FARRAN, J. Contribution minéralogique à l’étude de l'adherence entre les
constituants hydratés des ciments et le matériaux enrobés. 5HYXH� GHV
0DWpULDX[�GH�&RQVWUXFWLRQ, n.490/491/492, p.155-72, 1956.
FERRANTINI, V. Amianto - a fibra mineral natural. (QJHQKDULD, n.463, p.26-
32, 1987.
FOOTE, R.; MAI, Y.; COTTERELL, B. Process zone size and crack growth
measurement in fiber cements. In: SHAH, S.P.; BATSON, G.B., ed. )LEHU
UHLQIRUFHG� FRQFUHWH� SURSHUWLHV� DQG� DSSOLFDWLRQV. Detroit, ACI, 1987.
p.55-70. (SP 105-3)
GARDINER, T.; CURRIE, B.; GREEN, H. Flexural behaviour of a cement matrix
reinforced with polypropylene mattings. In: INTERNATIONAL CONFERENCE
ON POLYPROPYLENE FIBRES AND TEXTILES, 3., 1983. 3URFHHGLQJV. York
University, 1983. Paper 38, 8p.
GARTNER, E.M.; GAIDIS, J.M. Hydration mechanisms, I. In: SKALNY, J.P., ed.
0DWHULDOV� VFLHQFH� RI� FRQFUHWH� ,. Westerville, American Ceramic
Society, 1989. p.95-125.
GIRODO, A.C.; PAIXÃO, J.E. 3HUILO� DQDOtWLFR� GR� DPLDQWR. Rio de Janeiro,
DNPM, 1973. 49p. (Boletim, 2)
GOKOZ, U.N.; NAAMAN, A.E. Effect of strain-rate on the pull-out behaviour
of fibres in mortar. 7KH� ,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW� &RPSRVLWHV,
v.3, n.3, p.187-202, Aug. 1981.
GOODHEW, P.J.; HUMPHREYS, F.J. (OHFWURQ� PLFURVFRS\� DQG� DQDO\VLV. 2.ed.
London, Taylor & Francis, 1988.
GOPALARATNAM, V.; SHAH, S. Failure mechanisms and fracture of fiber
reinforced concrete. In: SHAH, S.P.; BATSON, G.B., ed. )LEHU
UHLQIRUFHG� FRQFUHWH� SURSHUWLHV� DQG� DSSOLFDWLRQV. Detroit, ACI, 1987.
p.1-25. (SP 105-1)
GRAM, H.-E. 'XUDELOLW\�RI�QDWXUDO�ILEUHV�LQ�FRQFUHWH. Stockholm, CBI, 1983.
____. Durability of natural fibres in concrete. In: SWAMY, R.N., ed.
1DWXUDO�ILEUH�UHLQIRUFHG�FHPHQW�DQG�FRQFUHWH. Glasgow, Blackie, 1988a.
p.143-72. (Concrete Technology and Design, 5)
____. Natural fibre concrete roofing. In: SWAMY, R.N., ed. 1DWXUDO� ILEUH
UHLQIRUFHG� FHPHQW� DQG� FRQFUHWH. Glasgow, Blackie, 1988b. p.256-85.
(Concrete Technology and Design, 5)
GRANDET, J.; OLLIVIER, J.P. Nouvelle methode d'etude des interfaces ciment-
granulats. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON THE CHEMISTRY OF CEMENT, 7.,
Paris, 1980. 3URFHHGLQJV. Paris, Septima, 1980. v.3, theme VII, p.85-
9.
GRAY, R.J. Analysis of the effect of embedded fibre length on fibre
debonding and pull-out from an elastic matrix - part 2: application to
a steel fibre-cementitious matrix composite system. -RXUQDO� RI
0DWHULDOV�6FLHQFH, v.19, n.5, p.1680-91, May 1984.
GRAY, R.J.; JOHNSTON, C.D. The effect of matrix composition on fibre/matrix
interfacial bond shear strength in fibre-reinforced mortar. &HPHQW�DQG
&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.14, n.2, p.285-96, 1984.
____. The influence of fibre-matrix interfacial bond strength on the
mechanical properties of steel fibre reinforced mortars. 7KH
,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW� &RPSRVLWHV� DQG� /LJKWZHLJKW� &RQFUHWH,
v.9, n.1, p.43-55, Feb. 1987.
GRUPO INTERINSTITUCIONAL DO ASBESTO. $VEHVWR��DPLDQWR� - riscos e medidas
de controle no setor de fibrocimento. São Paulo, Fundacentro, 1988.
60p.
GRUTZECK, M.W.; RAMACHANDRAN, A.R. An integration of tricalcium silicate
hydration models in light of recent data. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH
5HVHDUFK, v.17, n.1, p.164-70, 1987.
GUIMARÃES, S.S. Experimental mixing and moulding with vegetable fibre
reinforced cement composites. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON
DEVELOPMENT OF LOW-COST AND ENERGY SAVING CONSTRUCTION MATERIALS AND
APPLICATIONS, Rio de Janeiro, 1984. 3URFHHGLQJV. s.l., Envo
Publishing, 1984. v.1, p.37-51.
____. Utilizacso de fibras vegetais como reforco para argamassa de cimento.
In: SEMINARIO LATINOAMERICANO SOBRE CONSTRUCCION DE VIVIENDAS
ECONOMICAS, 2., Monterrey, 1982. 0HPRULDV. Monterrey, Glarilem, 1982.
p.181-206.
____. Vegetable Fiber-cement composites. In: INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON
VEGETABLE PLANTS AND THEIR FIBRES AS BUILDIND MATERIALS, 2., Salvador,
1990. 3URFHHGLQJV. London, Chapman and Hall, 1990. p.98-107. (RILEM
Proceedings, 7)
HANNANT, D.J. Durability of cement sheets reinforced with fibrillated
polypropylene networks. 0DJD]LQH� RI� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.35, n.125,
p.197-204, Dec. 1983.
____. )LEUH�FHPHQWV�DQG�ILEUH�FRQFUHWHV� Chichester, John Wiley, 1978.
____. Ten year flexural durability tests on cement sheets reinforced with
fibrillated polypropylene networks. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON
RECENT DEVELOPMENTS IN FIBRE REINFORCED CEMENTS AND CONCRETES,
Cardiff, 1989. 3URFHHGLQJV. Barking, Elsevier, 1989. p.563-72.
HANNANT, D.J.; HUGHES, D.C.; KELLY, A. Thoughening of cement and other
brittle solids with fibres. 3KLORVRSKLFDO� 7UDQVDFWLRQV� RI� WKH� 5R\DO
6RFLHW\�RI�/RQGRQ, series A, v.310, p.175-90, 1983.
HUGHES, D.C.; HANNANT, D.J. Brittle matrices reinforced with polyalkene
films of varying elastic moduli. -RXUQDO� RI� 0DWHULDOV� 6FLHQFH� v.17,
p.508-16, 1982.
HUSSIN, M.W.; ZAKARIA, F. Prospects for coconut-fibre-reinforced thin
cement sheets in the Malaysian construction industry. In:
INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON VEGETABLE PLANTS AND THEIR FIBRES AS
BUILDING MATERIALS, 2., Salvador, 1990. 3URFHHGLQJV� London, Chapman
and Hall, 1990. p.77-86. (RILEM Proceedings, 7).
INSTITUTO DE PESQUISAS TECNOLÓGICAS DO ESTADO DE SÃO PAULO S.A.
&RPSRUWDPHQWR� GD� LQWHUIDFH� ILEUD�PDWUL]: relatório parcial 1. São
Paulo, AMCC/DCC/IPT, 1990. (Relatório Técnico, DCC-28.705/90)
____. &RPSRUWDPHQWR�GD�]RQD�GH�WUDQVLomR�HQWUH�ILEUD�H�PDWUL]: 2º relatório
parcial. São Paulo, AMCC/DCC/IPT, 1992. (Relatório Técnico, DCC-
29.651/92)
____. 'HVHQYROYLPHQWR� H� FDUDFWHUL]DomR� GH� SURGXWRV� j� EDVH� GH� ILEUDV� H
DJORPHUDGRV� LQRUJkQLFRV. São Paulo, Cetex/IPT, 1981. (Subprojeto -
Fibras Têxteis)
____. )LEUH�DJUR�LQGXVWULDO� E\� SURGXFWV� EHDULQJ� ZDOOV. São Paulo,
AMPC/DCC/IPT, 1989. v.1. (Relatório, 27.937)
____. Fichas de caracterização de materiais têxteis. 7ySLFRV�7r[WHLV, v.5,
n.1, p.7-12, dez. 1983.
INTERNATIONAL CONFERENCE ON RECENT DEVELOPMENTS IN FIBRE REINFORCED CEMENTS
AND CONCRETES, Cardiff, 1989. 3URFHHGLQJV. Barking, Elsevier, 1989.
INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4.,
Sheffield, 1992. 3URFHHGLQJV. London, E & FN Spon, 1992. (RILEM
Proceeings, 17)
INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON VEGETABLE PLANTS AND THEIR FIBRES AS BUILDING
MATERIALS, 2., Salvador, 1990. 3URFHHGLQJV. London, Chapman and Hall,
1990. (RILEM Proceedings, 7)
JARAS, A.C.; LITHERLAND, K.L. Microstructural features in glass fibre
reinforced cement composites. In: RILEM SYMPOSIUM - FIBRE REINFORCED
CEMENT AND CONCRETE, 1975. 3URFHHGLQJV. Lancaster, Construction Press,
1975. v.1, p.327-34.
JOHN, V.M.; AGOPYAN, V.; DEROLLE, A. Durability of blast furnace-slag-based
cement mortar reinforced with coir fibres. In: INTERNATIONAL SYMPOSIUM
ON VEGETABLE PLANTS AND THEIR FIBRES AS BUILDING MATERIALS, 2.,
Salvador, 1990. 3URFHHGLQJV. London, Chapman and Hall, 1990. p.87-97.
(RILEM Proceedings, 7)
JORILLO, P.; SHIMIZU, G. Coir fibre reinforced cement based composite -
part 2: fresh and mechanical properties of fiber concrete. In:
INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4.,
Sheffield, 1992. 3URFHHGLQJV� London, E & FN Spon, 1992. p.1096-109.
(RILEM Proceedings, 17)
KELLY, A. &RQFLVH� HQF\FORSHGLD� RI� FRPSRVLWH� PDWHULDOV. Oxford, Pergamon
Press, 1989.
KIYOHARA, P.K. (VWXGR�GD�LQWHUIDFH�FULVRWLOD�FLPHQWR�3RUWODQG�HP�FRPSyVLWRV
GH� ILEUR�FLPHQWR� SRU� PpWRGRV� ySWLFR�HOHWU{QLFRV. São Paulo, 1991.
124p. Tese (Doutorado) - Escola Politécnica, Universidade de São
Paulo.
KJELLSEN, K.O.; DETWILER, R.J.; GJoRV, O.E. Backscattered electron image
analysis of cement paste specimens: specimen preparation and
analytical methods. &HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.21, n.2/3, p.388-
90, 1991.
LACHOWSKI, E.E. et al. Analytical electron microscopy of cement pastes: II,
pastes of portland cements and clinkers �� -RXUQDO� RI� 7KH� $PHULFDQ
&HUDPLF�6RFLHW\, v. 63, n.7/8, p.447-52, July/Aug. 1980.
____. Analytical electron microscopy of cement pastes: III, pastes hydrated
for long times. -RXUQDO� RI� 7KH� $PHULFDQ� &HUDPLF� 6RFLHW\, v.64, n.6,
p.319-21, June 1981.
LARBI, J.A.; BIJEN, J.M.J.M. Orientation of calcium hydroxide at the
portland cement paste-aggregate interface in mortars in the presence
of silica fume: a contribution. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.20,
n.3, p.461-70, 1990.
LAWS, V. Micromechanical aspects of the fibre-cement bond. &RPSRVLWHV,
v.13, n.2, p.145-51, Apr. 1982.
LAWS, V.; LANGLEY, A.A.; WEST, J.M. The glass fibre/cement bond. -RXUQDO�RI
0DWHULDOV�6FLHQFH, v.21, n.1, p.289-96, Jan. 1986.
LAWS, V.; WALTON, P.L. The tensile-bending relationship for fibre
reinforced brittle matrices. In: RILEM SYMPOSIUM - TESTING AND TEST
METHODS OF FIBRE CEMENT COMPOSITES, 1978. 3URFHHGLQJV. Lancaster,
Construction Press, 1978. p.429-38, p.496-9.
LEA, F.M. 7KH� FKHPLVWU\� RI� FHPHQW� DQG� FRQFUHWH. 3.ed. London, Edward
Arnold, 1970.
LEVY, S.; DUBOIS, J.H. 3ODVWLFV�SURGXFW�GHVLJQ�HQJLQHHULQJ�KDQGERRN. 2.ed.
New York, Chapman and Hall, 1984.
LEWIS, G.; MIRIHAGALIA, P. Natural vegetable fibres as reinforcement in
cement sheets. 0DJD]LQH� RI� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.31, n.107, p.104-8,
June 1979.
LI, V.C.; CHAN, C.-M.; LEUNG, C.K.Y. Experimental determination of the
tension-softening relations for cementitious composites. &HPHQW� DQG
&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.17, n.3, p.441-52, May 1987.
MAI, Y.W.; ANDONIAN, R.; COTTERELL, B. Thermal degradation of polypropylene
fibres in cement composites. ,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW
&RPSRVLWHV, v.2, n.3, p.149-55, Aug. 1980a.
MAI, Y.W.; FOOTE, R.M.L.; COTTERELL, B. Size effects and scalling laws of
fracture in asbestos cement. ,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW
&RPSRVLWHV, v.2, n.1, p.23-34, 1980b.
MAI, Y.W.; HAKEEM, M.I. Slow crack growth in bleached cellulose fibre
cements. -RXUQDO� RI� 0DWHULDOV� 6FLHQFH� /HWWHUV, v.3, n.2, p.127-30,
Feb. 1984.
MAJUMDAR, A.J. The role of the interface in glass fibre reinforced cement.
&HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.4, n.2., p.247-68, 1974.
MAJUMDAR, A.J.; LAWS, V. *ODVV�ILEUH�UHLQIRUFHG�FHPHQW. Oxford, BSP, 1991.
MAJUMDAR, A.J.; RYDER, J.F. Reinforcement of cements and gypsum plasters by
glass fibres. 6FLHQFH�RI�&HUDPLFV, v.5, p.539-64, 1970. /Apresentado a
European Ceramic Conference, Ronneby Brunn, 1969/
MANDEL, J.A.; WEI, S.; SAID, S. Studies of the properties of the fiber-
matrix interface in steel fiber reinforced mortar�� $&,� 0DWHULDOV
-RXUQDO, v.84, n.2, p.101-9, Mar./Apr. 1987.
MANGAT, P.S.; AZARI, M.M. Shrinkage of steel fibre reinforced cement
composites. 0DWpULDX[�HW�&RQVWUXFWLRQV, v.21, p.163-71, 1988.
MANGAT, P.S.; MOLLOY, B.T.; GURUSAMY, K. Marine durability of steel fibre
reinforced concrete of high water/cement ratio. In: INTERNATIONAL
CONFERENCE ON RECENT DEVELOPMENTS IN FIBRE REINFORCED CEMENTS AND
CONCRETES, Cardiff, 1989. 3URFHHGLQJV. Barking, Elsevier, 1989. p.553-
62.
MANO, E.B. ,QWURGXomR�D�SROtPHURV. São Paulo, Edgard Blücher, 1985.
MASO, J.C. The bond between aggregates and hydrated cement paste. In:
INTERNATIONAL CONGRESS ON THE CHEMISTRY OF CEMENT, 7., Paris, 1980.
3URFHHGLQJV. Paris, Septima, 1980. v.1, sub-theme VII-1, p.3-15.
MASSAZZA, F.; COSTA, U. Bond: paste-aggregate, paste-reinforcement and
paste-fibres. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON THE CHEMISTRY OF CEMENT,
8., Rio de Janeiro, 1986. 3URFHHGLQJV� Rio de Janeiro, Abla, 1986.
v.1, p.158-80.
McLAUGHLIN, E.C.; TAIT, R.A. Fracture mechanism of plant fibres ��-RXUQDO�RI
0DWHULDOV�6FLHQFH, v.15, n.1, p.89-95, Jan. 1980.
MEDINA, J.C. 3ODQWDV� ILEURVDV� GD� IORUD� PXQGLDO. Campinas, Instituto
Agronlmico, 1959.
MEHTA, P.K. &RQFUHWH: structure, properties and materials. Englewood
Cliffs, Prentice-Hall, 1986.
MINDESS, S. Interfaces in concrete. In: SKALNY, J.P., ed. 0DWHULDOV�VFLHQFH
RI�FRQFUHWH�,. Westerville, American Ceramic Society, 1989. p.163-80.
MINDESS, S.; DIAMOND, S. A preliminary SEM study of crack propagation in
mortar. &HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHarch, v.10, n.4, p.509-19, July 1980.
MINDESS, S.; ODLER, I.; SKALNY, J. Significance to concrete performance of
interfaces and bond: challenges of the future. In: INTERNATIONAL
CONGRESS ON THE CHEMISTRY OF CEMENT, 8., Rio de Janeiro, 1986.
3URFHHGLQJV. Rio de Janeiro, Abla, 1986. v.1, p.151-7.
MINDESS, S.; VONDRAN, G. Properties of concrete reinforced with fibrillated
polypropylene fibres under impact loading. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH
5HVHDUFK, v.18, n.1, p.109-15, Jan. 1988.
MONTANARO, L.; NEGRO, A.; REGOURD, M. Action de CaCO3 , CaSO4 et CaSO4 .2H2O
sur l’hydratation de C3S. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.18, n.3,
p.431-7, May 1988.
MONTEIRO, P.J.M. 0LFURVWUXFWXUH� RI� FRQFUHWH� DQG� LWV� LQIOXHQFH� RQ� WKH
PHFKDQLFDO�SURSHUWLHV. Berkeley, 1985. 153p. Thesis (PhD) - College of
Engineering, University of California.
MONTEIRO, P.J.M.; GJ0RV, O.E.; MEHTA, P.K. Microstructure of the steel-
cement paste interface in the presence of chloride. &HPHQW� DQG
&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.15, n.5, p.781-4, 1985a.
MONTEIRO, P.J.M.; MASO, J.C.; OLLIVIER, J.P. The aggregate-mortar
interface. &HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.15, n.6, p.953-8, 1985b.
MONTEIRO, P.J.M.; MEHTA, P.K. Ettringite formation on the aggregate-cement
paste interface. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.15, n.2, p.378-80,
1985.
____. The transition zone between aggregate and type K expansive cement.
&HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.16, n.1, p.111-4, 1986.
MORRISON, J.K.; SHAH, S.P.; JENQ, Y.-S. Analysis of fiber debonding and
pullout in composites. -RXUQDO� RI� (QJLQHHULQJ� 0HFKDQLFV, v.114, n.2,
p.277-94, Feb. 1988.
MORRISSEY, F.E.; COUTTS, R.S.P; GROSSMAN, P.U.A. Bond between cellulose
fibres and cement. 7KH�,QWHUQDWLRQDO�-RXUQDO�RI�&HPHQW�&RPSRVLWHV�DQG
/LJKWZHLJKW�&RQFUHWH, v.7, n.2, p.73-80, May 1985.
NAAMAN, A.E.; NAJM, H. Bond-slip mechanisms of steel fibers in concrete.
$&,�0DWHULDOV�-RXUQDO, v.88, n.22, p.135-45, Mar./Apr. 1991.
NAAMAN, A.E.; SHAH, S.P. Bond studies on oriented and aligned steel fibres.
In: RILEM SYMPOSIUM - FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 1975.
3URFHHGLQJV. Lancaster, Construction Press, 1975. v.1, p.171-8.
NAKAYAMA, M.; BEAUDOIN, J.J. Bond strength development between latex-
modified cement paste and steel. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.17,
n.4, p.562-72, 1987.
NAMMUR, G.; NAAMAN, A.E. Bond stress model for fiber reinforced concrete
based on bond stress-slip relationship. $&,� 0DWHULDOV� -RXUQDO, v.86,
n.1, p.45-57, Jan./Feb. 1989.
NANNI, L.F.; RIBEIRO, J.L. Planejamento e avaliacso de experimentos. Porto
Alegre, Escola de Engenharia/UFRGS, 1987. (CE-17/87)
OLIVEIRA, M.J.E. $� LQIOXrQFLD� GRV� WUDWDPHQWRV� VLPSOHV� SDUD� DV� ILEUDV� GH
PDOYD� HPSUHJDGDV� HP� UHIRUoR� GH� DUJDPDVVD� GH� FLPHQWR� 3RUWODQG. São
Paulo, 1989. 170p. Dissertação (Mestrado) - Escola Politécnica,
Universidade de São Paulo.
OLIVEIRA, M.J.E.; AGOPYAN, V. Effect of simple treatments of malva fibres
for the reinforcement of portland cement mortar. In: INTERNATIONAL
SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4., Sheffield,
1992. 3URFHHGLQJV. London, E & FN Spon, 1992. p.1073-9. (RILEM
Proceedings, 17)
OLIVEIRA, M.J.E.; AGOPYAN, V. The influence of simple treatments in malva
fibres employed in the reinforcement of portland cements mortars. In:
INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON VEGETABLE PLANTS AND THEIR FIBRES AS
BUILDING MATERIALS, 2., Salvador, 1990. 3URFHHGLQJV� London, Chapman
and Hall, 1990. Latecoming papers. (RILEM Proceedings, 7)
OLLIVIER, J.P. Rlle des additions minerales sur la formation de l'aureole
de transition entre gros granulat et mortier. In: INTERNATIONAL
CONGRESS ON THE CHEMISTRY OF CEMENT, 8., Rio de Janeiro, 1986.
3URFHHGLQJV. Rio de Janeiro, Abla, 1986. v.6, p.189-97.
OPOCZKY, L.; PENTEK, L. Investigation of the "corrosion" of asbestos fibres
in asbestos cement sheets weathered for long times. In: RILEM
SYMPOSIUM - FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 1975. 3URFHHGLQJV�
Lancaster, Construction Press, 1975. v.1, p.269-76.
PADILHA, A.F.; AMBROZIO FILHO, F. 7pFQLFDV�GH�DQiOLVH�PLFURHVWUXWXUDO. São
Paulo, Hemus, 1985.
PAULON, V.A. (VWXGRV�GD�PLFURHVWUXWXUD�GD�]RQD�GH�WUDQVLomR�HQWUH�D�SDVWD
GH� FLPHQWR� H� R� DJUHJDGR. São Paulo, 1991. 190p. Tese (Doutorado) -
Escola Politécnica, Universidade de São Paulo.
PINCHIN, D.J.; TABOR, D. Mechanical properties of the steel/cement
interface: some experimental results. In: RILEM SYMPOSIUM - FIBRE
REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 1975. 3URFHHGLQJV. Lancaster,
Construction Press, 1976. v.2, p.521-6.
PING, X.; BEAUDOIN, J.J. Effects of transition zone microstructure on bond
strength of aggregate-portland cement paste interfaces. &HPHQW� DQG
&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.22, n.1, p.23-6, Jan. 1992a.
____. Modification of transition zone microstructure - silica fume coating
of aggregate surfaces. &HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.22, n.4, p.597-
604, 1992b.
PING, X.; BEAUDOIN, J.J.; BROUSSEAU, R. Effect of aggregate size on
transition zone properties at the portland cement paste interface.
&HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.21, n.6, p.999-1005, Nov. 1991a.
____. Flat aggregate-portland cement paste interfaces, I. electrical
conductivity models. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.21, n.4, p.515-
22, July 1991b.
PIRIE, B.J. et al. Durability studies and characterization of the matrix
and fibre-cement interface of asbestos-free fibre-cement products.
&HPHQW��&RQFUHWH�&RPSRVLWHV, v.12, n.4, p.233-44, 1990.
RAITHBY K.D.; GALLOWAY, J.W.; WILLIAMS, R.I.T. Polypropylene-reinforced
cement composites for surface reinforcement of concrete structures.
7KH� ,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW� &RPSRVLWHV� DQG� /LJKWZHLJKW
&RQFUHWH, v.3, n.4, p.237-46, Nov. 1981.
RAMASWAMY, H.S.; AHUJA, B.M.; KRISHNAMOORTHY, S. Behaviour of concrete
reinforced with jute, coir and bamboo fibres. 7KH� ,QWHUQDWLRQDO
-RXUQDO�RI�&HPHQW�&RPSRVLWHV�DQG�/LJKWZHLJKW�&RQFUHWH, v.5, n.1, p.3-
13, Feb. 1983.
RASHED, A.I.; WILLIAMSON, R.B. Microstructure of entrained air voids in
concrete, part I. -RXUQDO�RI�0DWHULDOV�5HVHDUFK, v.6, n.9, p.2004-12,
Sept. 1991.
RAYMENT, D.L.; MAJUMDAR, A.J. The composition of the C-S-H phases in
portland cement pastes. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.12, n.6, p.
753-64, Nov. 1982.
REGOURD, M. 0pWKRGHV� GpWXGH� GH� OD� VWUXFWXUH� LQWHUQH� GHV� PDWpULDX[� GH
FRQVWUXFWLRQ. Paris, Cerilh, 1982. 43p.
RENHE, Y.; BAOYUAN, L.; ZHONGWEI, W. Study on the pore structure of
hardened cement paste by SAXS. &HPHQW� DQG� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.20,
n.3, p.385-93, 1990.
REUNION INTERNATIONALE DES LABORATOIRES D’ESSAIS ET DES RECHERCHES SUR LES
MATERIAUX ET LES CONSTRUCTIONS (RILEM). Testing methods for fibre
reinforced cement-based composites�� 0DWpULDX[� HW� &RQVWUXFWLRQV, v.17,
n.102, p.441-56, nov./dec. 1984. (RILEM Draft Recommendations,
Technical Committee 49 TFR)
RILEM SYMPOSIUM - FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 1975. 3URFHHGLQJV.
Lancaster, Construction Press, 1975. v.1.
____, 1975. 3URFHHGLQJV. Lancaster, Construction Press, 1976. v.2.
SAID, S.; MANDEL, J.A. Micromechanical studies of crack growth in steel
fiber reinforced mortar. $&,� 0DWHULDOV� -RXUQDO, v.86, n.3, p.225-35,
May/June 1989.
SALAS, J. et al. Empleo de cenizas de cáscara de arroz como adiciones en
morteros. 0DWHULDOHV� GH� &RQVWUXFFLyQ, v.36, n.203, jul./ago./set.
1986.
SANTOS, M.V. $GDSWDomR� GH� PpWRGR� GH� PHGLGD� GD� iJXD� TXLPLFDPHQWH� OLJDGD�
SDUD� D� DYDOLDomR� GD� KLGUDWDomR� HP� SDVWDV� GH� FLPHQWR� 3RUWODQG� São
Paulo, 1989. 140p. Dissertação (Mestrado) - Escola Politécnica,
Universidade de São Paulo.
SATYANARAYANA, K.G. et al. Structure property studies of fibres from
various parts of the coconut tree. -RXUQDO�RI�0DWHULDOV�6FLHQFH, v.17,
n.8, p.2453-62, Aug. 1982.
SAVASTANO JR., H. )LEUDV� GH� FRFR� HP� DUJDPDVVDV� GH� FLPHQWR� 3RUWODQG� SDUD
SURGXomR� GH� FRPSRQHQWHV� GH� FRQVWUXomR� FLYLO� São Paulo, 1987. 201p.
Dissertação (Mestrado) - Escola Politécnica, Universidade de São
Paulo.
____. The use of coir fibres as reinforcement to portland cement mortars.
In: INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON VEGETABLE PLANTS AND THEIR FIBRES AS
BUILDING MATERIALS, 2., Salvador, 1990. 3URFHHGLQJV. London, Chapman
and Hall, 1990. p.150-7. (RILEM Proceedings, 7)
SAVASTANO JR., H.; AGOPYAN, V. Transition zone of hardened cement paste and
vegetable fibres. In: INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED
CEMENT AND CONCRETE, 4., Sheffield, 1992. 3URFHHGLQJV. London, E & FN
Spon, 1992. p.1110-9. (RILEM Proceedings, 17)
SAXENA, M. et al. Development of sisal cement composites as substitute for
asbestos cement components for roofing. In: INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON
FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4., Sheffield, 1992.
3URFHHGLQJV. London, E & FN Spon, 1992. p.1140-51. (RILEM Proceedings,
17)
SCRIVENER, K.L. The microstructure of concrete. In: SKALNY, J.P., ed.
0DWHULDOV� VFLHQFH� RI� FRQFUHWH� ,. Westerville, American Ceramic
Society, 1989. p.127-61.
SCRIVENER, K.L.; BENTUR, A. Qualitative characterization of the transition
zone in high strength concretes. $GYDQFHV� LQ� &HPHQW� 5HVHDUFK, v.1,
n.4, p.230-7, 1988.
SHIMIZU, G.; JORILLO JR., P. Coir fibre reinforced cement based composite -
part 1: microstructure and properties of fibre-mortar. In:
INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4.,
Sheffield, 1992. 3URFHHGLQJV. London, E & FN Spon, 1992. p.1080-95.
(RILEM Proceedings, 17)
SKALNY, J.; YOUNG, J.F. Mechanisms of portland cement hydration. In:
INTERNATIONAL CONGRESS ON THE CHEMISTRY OF CEMENT, 7., Paris, 1980.
3URFHHGLQJV. Paris, Septima, 1980, v.1, sub-theme II-1, p.3-11.
SOROUSHIAN, P.; BAYASI, Z. Prediction of the tensile strength of fiber
reinforced concrete: a critique of que composite material concept. In:
SHAH, S.P.; BATSON, G.B., ed��)LEHU�UHLQIRUFHG�FRQFUHWH�SURSHUWLHV�DQG
DSSOLFDWLRQV. Detroit, ACI, 1987. p.71-84. (SP 105-4)
SOROUSHIAN, P.; MARIKUNTE, S. Long-term durability and moisture sensitivity
of cellulose fiber reinforced cement composites. In: INTERNATIONAL
SYMPOSIUM ON FIBRE REINFORCED CEMENT AND CONCRETE, 4., Sheffield,
1992. 3URFHHGLQJV. London, E & FN Spon, 1992. p.1166-84. (RILEM
Proceedings, 17)
STRUBLE, L.; MINDESS, S. Morphology of the cement-aggregate bond. 7KH
,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW� &RPSRVLWHV� DQG� /LJKWZHLJKW� &RQFUHWH�
v.5, n.2, p.79-86, May 1983.
SUGAMA, T. et al. Oxidation of carbon fiber surfaces for improvement in
fiber-cement interfacial bond at a hydrothermal temperature of 300 C.
&HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.18, n.2, p.290-300, 1988.
SWAMY, R.N. Influence of slow crack growth on the fracture resistance of
fibre cement composites. 7KH� ,QWHUQDWLRQDO� -RXUQDO� RI� &HPHQW
&RPSRVLWHV, v.2, n.1, p.43-53, Feb. 1980.
____. Vegetable fibre reinforced cement composites - a false dream or a
potential reality? In: INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON VEGETABLE PLANTS AND
THEIR FIBRES AS BUILDING MATERIALS, 2., Salvador, 1990. 3URFHHGLQJV�
London, Chapman and Hall, 1990. p.3-8. (RILEM Proceedings, 7)
TATTERSALL, G.H.; URBANOWICZ, C.R. Bond strength in steel-fibre-reinforced
concrete. 0DJD]LQH� RI� &RQFUHWH� 5HVHDUFK, v.26, n.87, p.105-13, June
1974.
TAYLOR, H.F.W. Chemistry of cement hydration. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON
THE CHEMISTRY OF CEMENT, 8., Rio de Janeiro, 1986. 3URFHHGLQJV. Rio de
Janeiro, Abla, 1986. v.1, p.85-110.
____. 7KH�FKHPLVWU\�RI�FHPHQWV. London, Academic Press, 1964. v.2.
TAYLOR, H.F.W. et al. The hydration of tricalcium silicate. 0DWpULDX[� HW
&RQVWUXFWLRQV, v.17, n.102, p.457-68, 1984. (RILEM Committee 68-MMH,
Task Group 3)
TEZUKA, Y. &RQFUHWR�DUPDGR�FRP�ILEUDV. São Paulo, ABCP, 1989. 24p. (ET 94)
TEZUKA, Y. et al. Behaviour of natural fibers reinforced concrete. In:
INTERNATIONAL CONFERENCE ON DEVELOPMENT OF LOW-COST AND ENERGY SAVING
CONSTRUCTION MATERIALS AND APPLICATIONS, Rio de Janeiro, 1984.
3URFHHGLQJV. s.l., Envo Publishing, 1984. v.1, p.61-77.
VOLLET, D.R. (VWUXWXUD� H� FLQpWLFD� GH� IRUPDomR� GD� IDVH� JHO� QR� VLOLFDWR
WULFiOFLFR� KLGUDWDGR. São Carlos, 1986. 169p. Tese (Doutorado) -
Instituto de Física e Química, Universidade de São Paulo.
WAENY, J.C.C. 5HFRPHQGDo}HV� UHIHUHQWHV� j� PDVVD� HVSHFtILFD� H� YROXPH
HVSHFLILFR: programa de aferição metrológica interna. São Paulo, IPT,
1980. 13p. (ACM-17)
WANG, Y.; BACKER, S.; LI, V.C. An experimental study of synthetic fibre
reinforced cementitious composites. -RXUQDO� RI� 0DWHULDOV� 6FLHQFH,
v.22, n.12, p.4281-91, Dec. 1987.
WECHARATANA, M.; SHAH, S.P. Slow crack growth in cement composites. -RXUQDO
RI�WKH�6WUXFWXUDO�'LYLVLRQ, v.108, n.ST6, p.1400-13, June 1982.
WEI, S.; MANDEL, J.A.; SAID, S. Study of the interface strength in steel
fiber-reinforced cement-based composites. $&,� -RXUQDO, v.83, n.4,
p.597-605, July/Aug. 1986.
WINSLOW, D.N.; DIAMOND, S. Specific surface of hardened portland cement
paste as determined by small-angle X-ray scattering. -RXUQDO� RI� 7KH
$PHULFDQ�&HUDPLF�6RFLHW\, v.57, n.5, p.193-7, May 1974.
ZHANG, M.-H.; GJoRV, O.E. Microstructure of the interfacial zone between
lightweight aggregate and cement paste. &HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK,
v.20, n.4, p.610-8, 1990.
____. Penetration of cement paste into lightweight aggregate. &HPHQW� DQG
&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.22, n.1, p.47-55, Jan. 1992.
ZHAO, H.; DARWIN, D. Quantitative backscattered electron analysis of cement
paste. &HPHQW�DQG�&RQFUHWH�5HVHDUFK, v.22, n.4, p. 695-706, 1992.
ZONSVELD, J.J. Properties and testing of concrete containing fibres other
than steel. In: RILEM SYMPOSIUM - FIBRE REINFORCED CEMENT AND
CONCRETE, 1975. 3URFHHGLQJV. Lancaster, Construction Press, 1975. v.1,
p.217-26.
top related