REFRATÁRIOS DE ELEVADA TENACIDADE PARA USO EM APLICAÇÕES CRÍTICAS NA INDÚSTRIA DO REFINO DE PETRÓLEO. Jorivaldo Medeiros

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1 REFRATÁRIOS DE ELEVADA TENACIDADE PARA USO EM APLICAÇÕES CRÍTICAS NA INDÚSTRIA DO REFINO DE PETRÓLEO Jorivaldo Medeiros Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Mestre em Engenharia Civil. Orientador(es): Romildo Dias Toledo Filho Eduardo de Moraes Rego Fairbairn Rio de Janeiro Junho de 2012

2 REFRATÁRIOS DE ELEVADA TENACIDADE PARA USO EM APLICAÇÕES CRÍTICAS NA INDÚSTRIA DO REFINO DE PETRÓLEO Jorivaldo Medeiros DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE) DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL. Examinada por: RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL JUNHO DE 2012 ii

3 Medeiros, Jorivaldo Refratários de Elevada Tenacidade para Aplicações Críticas na Indústria do Refino de Petróleo/ Jorivaldo Medeiros. Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE, XVIII, 131 p. 29,7 cm. Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho Eduardo de Moraes Rego Fairbairn. Dissertação (mestrado) UFRJ/ COPPE/ Programa de Engenharia Civil, Referências Bibliográficas: p Refratários. 2. Fibras Metálicas. 3. Tenacidade. I. Toledo Filho, Romildo Dias, et al. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil. III. Título. iii

4 AGRADECIMENTOS Todo o trabalho de pesquisa exige uma ação coletiva, mesmo sendo uma tarefa centralizada em uma pessoa, responsável por desenvolver e defender uma idéia. Este trabalho só foi possível graças ao envolvimento de muitas pessoas que dedicaram parte de seu valioso tempo e atenção em contribuir para o seu sucesso. Agradeço a Deus pela minha existência e de todas as pessoas que me cercam e pelas maravilhas que nos proporciona todos os dias. Aos meus pais, Josualdo e Zorilda, pelo seu amor incondicional, pelo senso de justiça, pelo estímulo a criatividade e pelo empenho no meu desenvolvimento e de meu irmão. Ao meu irmão Carlos D. por tornar minha vida mais divertida. Aos colegas da Gerência de Equipamentos, em especial ao grupo de tubulações do Centro de Pesquisas da PETROBRAS: Nunes, Orlando, Jordana, Leandro, Juliana, José Luis, Rubem, Ricardo e Thiago, pelo convívio agradável, e por acumularem uma parte maior das atividades para que eu pudesse me dedicar à conclusão deste trabalho. Aos meus gerentes Artur, Roberto e Guerra, pela confiança e apoio. Ao colega Ediberto, por me apresentar ao Departamento de Engenharia Civil. Aos professores Ronaldo e Eliane pelo exemplo e pelos valiosos ensinamentos. Aos colegas Gabriel e Matos, pelo apoio aos projetos de pesquisa e desenvolvimento. À PETROBRAS, pelo incentivo à capacitação, pesquisa e desenvolvimento. À Elizabete e a equipe do laboratório de Tomografia do CENPES pelo complemento fundamental ao estudo. À Beth, Jairo e demais funcionários da secretaria da COPPE por toda a ajuda e os lembretes nos momentos oportunos. Ao Renan e demais técnicos do laboratório que realizaram os ensaios com maestria e dedicação. À professora Janine, cujo conhecimento e atuação foram imprescindíveis para a realização dos ensaios e análise dos resultados. Aos meus orientadores Romildo e Eduardo pelos ensinamentos, pela condução tranqüila e estimulante deste trabalho, e pela parceria científica e acadêmica de muitos anos. iv

5 A Boo e ao Astro, por não me deixarem esquecer de fazer backups diários e de manter textos e livros em local seguro. Às minhas queridas filhas, Natália e Clara, para as quais dedico meu amor e empenho, para que se desenvolvam e cresçam em busca de uma vida feliz. À minha esposa e companheira, Inez, que, com amor, paciência e atenção, me ajudou a superar os momentos de maior dificuldade e as noites insones. A todos aqueles que eu eventualmente não tenha citado e que me ajudaram de alguma forma para realização deste trabalho, muito obrigado! v

6 Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.) REFRATÁRIOS DE ELEVADA TENACIDADE PARA USO EM APLICAÇÕES CRÍTICAS NA INDÚSTRIA DO REFINO DE PETRÓLEO Jorivaldo Medeiros Junho/2012 Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho Eduardo de Moraes Rego Fairbairn Programa: Engenharia Civil Este trabalho visa avaliar a tenacidade na tração, compressão e flexão e a durabilidade a choques térmicos de matriz refratária, para aplicação por fluência livre, reforçada com frações 4, 6, 8 e 10% em massa de fibras metálicas de aço inoxidável austenítico. Os compósitos reforçados foram caracterizados através de ensaios físicos e mecânicos, a temperatura ambiente, após exposição das amostras à secagem a 110 C e queima a 600 C. Os ensaios mecânicos também foram realizados a 110 C. A durabilidade a choques térmicos foi estudada submetendo-se as amostras a 80 ciclos térmicos entre 600ºC e 24ºC. Durante a ciclagem, avaliou-se a influência do reforço fibroso na evolução do processo de fratura da matriz. Ensaios de flexão foram realizados nas amostras para obtenção da resistência à flexão e tenacidade residuais. Por fim, com base nos resultados experimentais obtidos, foi realizada uma análise crítica das diferentes metodologias disponíveis na literatura para o cálculo da tenacidade de concretos reforçados com fibras visando estabelecer um procedimento para avaliação dessa propriedade em materiais refratários com altas frações de fibras. O procedimento que se apresentou mais adequado para estabelecer critérios de projeto para a seleção de misturas que garantam melhor desempenho ao revestimento refratário em regiões críticas foi o da norma ASTM C1609. Os resultados experimentais comprovam a melhora nas propriedades mecânicas, indicando a mistura com 6% de fibras como viável para um teste industrial, enquanto as demais apresentaram tenacidade elevada mas necessitam de análises complementares para melhoria da trabalhabilidade. vi

7 Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for degree of Master of Science (M.Sc.) DUCTILE REFRACTORY CONCRETE FOR CRITICAL APPLICATIONS IN OIL REFINERIES Jorivaldo Medeiros June/2012 Advisors: Romildo Dias Toledo Filho Eduardo de Moraes Rego Fairbairn Program: Civil Engineering This work aims to evaluate the toughness in tension, compression and flexure and the durability to thermal shock of a refractory matrix reinforced with 4, 6, 8 and 10% in weight of austenitic stainless steel fibers. Reinforced composite were characterized through physical and mechanical tests at room temperature after exposed dry-out at 110 C and burned at 600 C. The mechanical tests were also performed at a 110 C. The durability to thermal shocks were evaluated after the specimens was submitted to 80 thermal cycles from 600 C up to 24 C. During the thermal cycles it was evaluated the influence of the fiber additions in controlling the cracking evolution process in the fracture of the matrix. Four point bending tests were carried out on the specimens submitted to the thermal shocks and the residual bending strength and flexural toughness were determined. Finally, based on the experimental results, a critical analysis of the different methodologies available in the literature for toughness evaluation of fiber reinforced concrete was carried out to establish a procedure to evaluate this property in highly reinforced refractory materials. The procedure that best represent the thoughness properties was the one in ASTM C1609. The experimental results demonstrate the improvement in mechanical and toughness, indicating that the 6% by weight mixture is ready for an industrial test while the others require additional evaluation to improve trabalhability properties. vii

8 SUMÁRIO LISTA DE FIGURAS...X LISTA DE TABELAS...XV LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS:... XVII 1 INTRODUÇÃO Histórico Equipamentos, tubulações e componentes especiais refratados Motivação e objetivo do trabalho Estrutura da dissertação REVISÃO BIBLIOGRÁFICA Classificação de materiais refratários Propriedades de materiais refratários densos Características das fibras metálicas Refratários com elevadas adições de fibras Ação do ambiente Adição de água na mistura refratária Métodos de aplicação do concreto refratário denso fibroso MATERIAIS E MÉTODOS EXPERIMENTAIS MATERIAIS Fibras Metálicas Matriz refratária PROGRAMA EXPERIMENTAL MÉTODOS EXPERIMENTAIS Ensaios reológicos Produção, cura e queima dos refratários Ensaios Físicos Massa específica aparente e porosidade aparente Durabilidade ao choque térmico Ensaios Microestruturais Análise termogravimétrica Tomografia computadorizada Ensaios Mecânicos Ensaio de compressão Ensaios à flexão Ensaio de tração direta [25] viii

9 4 ANÁLISE DE RESULTADOS Ensaios reológicos Ensaio de abatimento do tronco de cone Ensaios Físicos Massa específica Porosidade Durabilidade ao choque térmico Medição das fissuras Ensaios Microestruturais Resultados das Análises Termogravimétricas Tomografia computadorizada Ensaios Mecânicos Ensaio de compressão Ensaio de flexão Ensaio de tração Ensaio de flexão pós-choque térmico Avaliação da diferença de coeficiente de expansão térmica Comparação entre os métodos de análise de tenacidade CONCLUSÕES Conclusões Sugestões de trabalhos futuros REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ANEXOS: ix

10 LISTA DE FIGURAS Figura 1.1 Conjunto conversor e dutos de uma unidade de UFCC Figura 1.2 Peça Y de riser de UFCC; (a) Peça Y nova no pipeshop aguardando momento da instalação; (b) Detalhe interno das descontinuidades geométricas no refratário Figura 1.3 Cabeçote de riser de UFCC... 4 Figura 2.1 Cone de injeção de carga Figura 2.2 Fibra metálica melt-extracted Figura 2.3 Fibra metálica ondulada Figura 2.4 Fibra metálica lisa Figura 2.5 Projeção pneumática Figura 3.1 Fibras onduladas Figura 3.2 Amostras do material refratário utilizado Figura 3.3 Curva granulométrica da fração fina (< 1000 µm) do concreto estudado. 24 Figura 3.4 Curva granulométrica do concreto obtida por peneiramento Figura 3.5 Equipamento EDX 720 utilizado na análise química Figura 3.6 Ensaio do abatimento do tronco de cone Figura 3.7 Massa no misturador planetário. (a) Mistura com 10% massa de fibras; (b) Mistura com 8% de fibras Figura 3.8 Moldes sobre a mesa vibratória Figura 3.9 Corpos de prova na câmara úmida Figura 3.10 Estufa para secagem a 110 C dos corpos de prova Figura 3.11 Curva de secagem dos corpos de prova Figura 3.12 Forno tipo mufla, para queima dos corpos-de-prova Figura 3.13 Curva de queima dos corpos de prova Figura 3.14 Aparatos de ensaio de massa específica e porosidade Figura 3.15 Máquina de ensaio ao choque térmico. (a) Visão geral. (b) Detalhe da cuba de água fria Figura 3.16 Corpo de prova prismático do ensaio de choque térmico. CP1 e CP2 da mistura com 10% em massa de fibras Figura 3.17 Prensa de ensaio. (a) Vista da prensa; (b) Setup do ensaio de compressão; (c) Setup do ensaio de flexão Figura 3.18 Mufla para ensaios mecânicos a altas temperaturas. (a) Aparato para o ensaio de compressão; (b) Aparato do ensaio de flexão Figura 3.19 Representação esquemática do cálculo do índice de tenacidade à compressão Figura 3.20 SETUP do ensaio de flexão x

11 Figura 3.21 Gráfico esquemático representativo dos parâmetros de tenacidade da norma ASTM C 1018 [30] Figura 3.22 Curva teórica para um material elástico perfeitamente plástico Figura 3.23 Parâmetros da norma JSCE SF Figura 3.24 Gráfico esquemático representando as áreas sobre a curva Carga x Deflexão [34] Figura 3.25 Esquema de cálculo de parâmetros para o ensaio de flexão segundo o ASTM C1609 [33] Figura 3.26 Corpos de prova para tração direta. (a) Dimensões; (b) Moldes Figura 3.27 Gráfico esquemático para representação do volume crítico Figura 4.1 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone da matriz sem adição de fibras. (a) Início do ensaio; (b) Medida do espalhamento; (c) Bordas sem sinal de exsudação Figura 4.2 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone com refratário com 4% em massa de fibras metálicas. (a) Início do ensaio; (b) Medida do espalhamento; (c) Não se observa segregação nem exsudação na mistura Figura 4.3 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone com refratário com 6% em massa de fibras metálicas. (a) Início do ensaio; (b) Medida do espalhamento; (c) Observa-se alguma exsudação Figura 4.4 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone com refratário com 8% em massa de fibras metálicas. (a) Vertimento no cone; (b) Espalhamento; (c) Exsudação evidente; (d) Medida da altura de caimento Figura 4.5 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone com refratário com 10% em massa de fibras metálicas. (a) Exsudação dentro do misturador; (b) Exsudação imediatamente antes do lançamento; (c) Massa ao final do lançamento; (d) Exsudação nas bordas da massa espalhada Figura 4.6 Variação da massa específica com o aumento do teor de fibras Figura 4.7 Porosidade Figura 4.8 Variação de abertura das trincas com os ciclos térmicos para a matriz, 4% em massa de fibras, 6% em massa de fibras, 8% em massa de fibras e 10% em massa de fibras Figura Termogravimetria da pasta hidratada do concreto refratário utilizado Figura 4.10 Termogravimetria da pasta seca a 110º C Figura 4.11 Termogravimetria da pasta queimada a 600º C Figura 4.12 Perfil tridimensional da matriz Figura 4.13 Perfil tridimensional da mistura com 4% wt de fibras, seca a 110 C Figura 4.14 Perfil tridimensional da mistura com 6% wt de fibras, seca a 110 C Figura 4.15 Seção longitudinal do corpo de prova com 6% em massa de fibras, seca a 110 C xi

12 Figura 4.16 Vista em planta da mistura com 10% em massa de fibras, seca a 110 C. 62 Figura 4.17 Perfil tridimensional da mistura com 10% em massa de fibras, seca a 110 C Figura 4.18 Influência da adição de água na RCTA (Matriz com 6,75% de água e 8,5 % de água) Figura 4.19 Resistência à compressão a temperatura ambiente (Matriz com 6,75% de água e 8,5 % de água) Figura 4.20 Módulos de elasticidade à compressão para as diversas condições de ensaio das misturas sem reforço fibroso (matriz) Figura 4.21 Resistência à compressão (medida após pré-aquecimento) para concretos refratários feitos com cimento aluminoso com diferentes agregados. (a) Cromita; (b), (c) e (d) Chamotas de diferentes composições; (e) Corindón. Fonte: Toledo, et al [46] Figura 4.22 Corpos de prova de ensaios a compressão de misturas refratárias secas a 110 C e com adição de 6,75 % de água Figura 4.23 Corpos de prova de ensaios a compressão de misturas refratárias secas a 110 C e com adição de 8,5 % de água Figura 4.24 Corpos de prova de ensaios a compressão de misturas refratárias queimadas a 815 C e com adição de 6,75 % de água Figura 4.25 Corpos de prova de ensaios a compressão de misturas refratárias queimadas a 815 C e com adição de 8,5 % de água Figura 4.26 Curvas tensão x deformação do ensaio de compressão para as diversas misturas refratárias secas a 110 C e com adição de 8,5 % de água Figura 4.27 Sumário de resultados de σ CT para misturas secas a 110 C Figura 4.28 Curvas tensão x deformação do ensaio de compressão para as diversas misturas refratárias queimadas a 600 C e com adição de 8,5 % de água. 71 Figura 4.29 Variação do σ CT após queima a 600 C Figura 4.30 Variação do σ CT antes e após queima Figura 4.31 Variação do módulo de elasticidade das misturas refratárias estudadas.. 73 Figura 4.32 Variação do módulo de elasticidade das misturas refratárias estudadas, agrupadas por tratamento térmico Figura 4.33 Corpos de prova com 4% massa de fibras secos a 110 C Figura 4.34 Curvas tensão x deformação do ensaio de compressão para as diversas misturas refratárias ensaiadas a 110 C e com adição de 8,5 % de água Figura 4.35 Variação do σ CT com a adição de fibras, para os ensaios a quente Figura 4.36 Comparação do σ CT obtido dos ensaios a temperatura ambiente e a quente Figura 4.37 Comparação do Módulo de Elasticidade obtido dos ensaios a temperatura ambiente e a quente Figura 4.38 Energia de deformação pré-fissuração na compressão xii

13 Figura 4.39 Tenacidade pré-pico Figura Tenacidade pós-pico Figura 4.41 Módulo de amolecimento Figura 4.42 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão do corpo de prova com a matriz com adição de 8,5% de água Figura 4.43 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão dos corpos de prova secos a 110 C com a matriz e misturas reforçadas com 4%, 6%, 8% e 10% em massa de fibras Figura 4.44 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão dos corpos de prova queimados a 600 C com a matriz e misturas reforçadas com 4%, 6%, 8% e 10% em massa de fibras Figura 4.45 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão dos corpos de prova ensaiados a 110 C com a matriz e misturas reforçadas com 4%, 6%, 8% e 10% em massa de fibras Figura 4.46 Variação da RFTA com o percentual de adição de fibras Figura 4.47 Variação da RFTA com o percentual de adição de fibras Figura 4.48 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão do corpo de prova CP1, com 4% de fibras e seco a 110 C Figura 4.49 Sequência de fotografias do ensaio de flexão do CP1 com 4% de fibras seco a 110 C. (a) 5 30 ; (b) 5 46 ; (c) Figura 4.50 Variação dos índices de tenacidade com o aumento do teor de fibras para misturas secas a 110 C Figura 4.51 Variação dos índices de tenacidade com o aumento do teor de fibras para misturas queimadas a 600 C Figura 4.52 Tenacidade segundo a norma JSCE SF Figura 4.53 Fator de tenacidade segundo a norma JSCE SF Figura 4.54 Energia pré-pico, método Banthia-Trotier Figura 4.55 Energia pós-pico para a condição de misturas secas a 110 C, método Banthia-Trotier Figura 4.56 Energia pós-pico para a condição de misturas queimadas a 600 C, método Banthia-Trotier Figura 4.57 Resistência à Flexão Residual para a deflexão de 0,3 mm (L/600) Figura 4.58 Resistência à Flexão Residual para a deflexão de 1,2 mm (L/150) Figura 4.59 Curva Tensão x deformação do ensaio de tração na temperatura ambiente para misturas C Figura 4.60 Variação da resistência à tração com a adição de fibras Figura 4.61 Curva Tensão x deformação do ensaio de tração para os corpos de prova CP4 e CP5 submetidos a 110 C Figura 4.62 Variação do Índice de Tenacidade a Tração pré-pico com o teor de fibras xiii

14 Figura 4.63 Variação do Índice de Tenacidade a Tração pós-pico com o teor de fibras Figura 4.64 Variação da Energia Total com o teor de fibras Figura 4.65 Curva carga x deflexão para a matriz Figura 4.66 Corpo de prova fraturado no ensaio de flexão. (a) Vista Lateral. (b) Vista Frontal Figura 4.67 Curva Carga x deflexão para as misturas com reforço de referência para o ensaio de choque térmico Figura 4.68 Curva Carga x deflexão para as misturas com reforço após 80 ciclos de choque térmico Figura 4.69 Variação da resistência à flexão na temperatura ambiente Figura 4.70 Energia pré-pico segundo o Método Banthia-Trotier para análise do Choque Térmico Figura 4.71 Variação da tenacidade decorrentes do ensaio de choque térmico Figura 4.72 Variação da razão da resistência de flexão equivalente (R 150 ) decorrentes do ensaio de choque térmico Figura 4.73 Variação dos coeficientes de expansão térmica da fibra metálica e do refratário com a temperatura Figura 4.74 Curvas do ensaio de flexão de corpos de prova com 4% e 10% em massa de fibras, queimados a 600 C Figura 4.75 Índice de tenacidade dos corpos de prova com 4% e 10% de fibras, queimados a 600 C Figura 4.76 Curvas Carga x Deflexão para os corpos de prova CP2 e CP4 da mistura com 6%, queimadas a 600 C Figura 4.77 Índice de tenacidade dos corpos de prova com 6% em massa de fibras, queimados a 600 C Figura 4.78 Gráfico Força x Deflexão dos ensaios com as misturas com 6% e 10% de fibras, queimados a 600 C xiv

15 LISTA DE TABELAS Tabela 2-1 Principais características associadas às funções de refratários aplicados na Indústria Petroquímica [2,3] Tabela 2-2 Classe quanto a natureza química e mineralógica dos constituintes [2] Tabela 2-3 Concreto Refratário [3] Tabela 2-4 Resumo dos materiais usualmente utilizados em conversores de UFCC [4] Tabela 2-5 Propriedades físicas e mecânicas de alguns materiais refratários densos aplicados por derramamento com vibração externa ou fluência livre (ref.: Magnesita) Tabela 2-6 Propriedades físicas e mecânicas de alguns materiais refratários densos aplicados por derramamento com vibração externa ou fluência livre (ref.: IBAR) Tabela 3-1 Composição química típica dos aços inoxidáveis austeníticos 310 [28] Tabela 3-2 Propriedades físicas e mecânicas dos aços inoxidáveis austeníticos 310 [29] Tabela Massa Específica da fibra Tabela 3-4 Composição química do concreto refratário BCAST Tabela 3-5 Relação dos corpos de prova submetidos a tomografia computadorizada.34 Tabela 4-1 Resultados do ensaio de abatimento do tronco de cone Tabela 4-2 Variação dos valores de massa específica e porosidade com o aumento do teor de fibras metálicas Tabela 4-3 Resumo da abertura e taxa de abertura Tabela 4-4 Propriedades mecânicas à compressão Tabela 4-5 Tenacidade à compressão Tabela 4-6 Resistência à Flexão e deflexão correspondente Tabela 4-7 Tensão e deflexão de primeira fissura Tabela 4-8 Parâmetros utilizados na determinação do índice de tenacidade segundo o ASTM C Tabela 4-9 Índices da norma ASTM C Tabela 4-10 Resumo dos parâmetros de tenacidade calculados pelo método Banthia- Trotier Tabela 4-11 Parâmetros de tenacidade da norma ASTM C Tabela 4-12 Resistência residual Tabela 4-13 Propriedades mecânicas das misturas submetidas ao ensaio de tração à temperatura ambiente Tabela 4-14 Comparação entre σ TT a temperatura ambiente para misturas secas a 110 C e queimadas a 600 C Tabela 4-15 Comparação entre os parâmetros dos CP s 4 e xv

16 Tabela 4-16 Resistência à Flexão na Temperatura Ambiente (σ FTA ) Tabela 4-17 Propriedades de primeira fissura Tabela 4-18 Energia Pré-pico pelo Método Banthia-Trotier Tabela 4-19 Resistência residual pós-pico pelo Método Banthia-Trotier Tabela 4-20 Parâmetros de Tenacidade da norma ASTM C Tabela 4-21 Resistência a Flexão Residual norma ASTM C Tabela 4-22 Propriedades médias dos corpos de prova queimados a 600 C com 4% em massa e 10% em massa Tabela 4-23 Tenacidade e Fator de Tenacidade segundo a norma JSCE SF Tabela 4-24 Parâmetros da Metodologia de Banthia-Trotier Tabela 4-25 Parâmetros de tenacidade segundo a norma ASTM C Tabela 4-26 Resumo de parâmetros de tenacidade para os corpos de prova secos a 110 C Tabela 4-27 Resumo de parâmetros de tenacidade para os corpos de prova secos a 600 C Tabela 4-28 Resumo de parâmetros de tenacidade para os corpos de prova secos a 600 C xvi

17 LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS: ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas; AREA PFC Área abaixo do gráfico tensão-deformação no ensaio de compressão até a tensão de primeira fissura, ainda na zona linear-elástica; AREA PFT Área abaixo do gráfico tensão-deformação no ensaio de tração até a tensão de primeira fissura, ainda na zona linear-elástica; AREA RCTA Área abaixo do gráfico tensão-deformação no ensaio de compressão até a tensão de pico (σ pft ); AREA RTTA Área abaixo do gráfico tensão-deformação no ensaio de tração até a tensão de pico (σ pft ); AREA 20 Área abaixo do gráfico tensão-deformação no ensaio de tração até a deformação correspondente à µst; AREA 8ε Área abaixo do gráfico tensão-deformação no ensaio de compressão até a deformação correspondente à oito vezes a deformação de primeira fissura; ASME American Society of Mechanical Engineers; ASTM American Society for Testing and Materials; b Largura do corpo de prova prismático do ensaio de flexão; CV AM Coeficiente de variação da abertura média de trincas após 80 ciclos; CV dp Coeficiente de variação da deflexão de pico; CV EC Coeficiente de variação do módulo de elasticidade à compressão; CV FM Coeficiente de variação da deflexão na condição de pico; CV FT Coeficiente de variação da resistência à flexão; CV ITP Coeficiente de variação do Índice de Tenacidade à Tração Pré-pico; CV ME Coeficiente de variação da massa específica; CV MT Coeficiente de variação do módulo de elasticidade à tração; CV P Coeficiente de variação da porosidade; CV dff Coeficiente de variação da deflexão de primeira fissura no ensaio de flexão; CV pff Coeficiente de variação da tensão de primeira fissura no ensaio de flexão; CV RFTA - Coeficiente de variação da resistência à flexão à temperatura ambiente; CV RC - Coeficiente de variação da resistência à compressão; CV RT - Coeficiente de variação da resistência à tração; E AIC Módulo de elasticidade do aço inoxidável à temperatura ambiente; E c Módulo de elasticidade do concreto refratário calculado do ensaio de compressão; xvii

18 E comp Módulo de elasticidade do material compósito; E m Módulo de Elasticidade da Matriz; E N Energia absorvida até um certo múltiplo N da primeira fissura; E PF Energia absorvida até a deflexão correspondente à primeira fissura; E PFC Energia absorvida até o deslocamento correspondente à primeira fissura na compressão; E post,m Energia absorvida pós-pico até a deflexão L/m; E pre Energia absorvida até a carga de pico no ensaio de flexão; E T Módulo de elasticidade do concreto refratário calculado do ensaio de tração; F JSCE Fator de tenacidade da norma japonesa JSCE Std SF-4; F pfc Carga de primeira fissura na compressão; F pff Carga de primeira fissura na flexão; F pft Carga de primeira fissura na tração; F p Carga de pico; FDT Folha de Dados Técnicos; GLP Gás Liquefeito de Petróleo; h Altura do corpo de prova prismático do ensaio de flexão; I N Índice de tenacidade correspondente a analogia elastoplastica; ITC p Índice de tenacidade na compressão na tensão de pico (σ CT ); ITC 8ε Índice de tenacidade na compressão na deformação de 8 vezes a deformação na tensão de primeira fissura; ITT p Índice de tenacidade na tração na tensão de pico (σ TT ); ITT 20 Índice de tenacidade na tração na deformação de µst; JSCE - Japan Society of Civil Engineers; K t Módulo de amolecimento; k Condutibilidade térmica na temperatura média; L Vão entre apoios do corpo de prova do ensaio à flexão; L i comprimento inicial da amostra; L f comprimento da amostra após o ciclo de secagem e queima; m Fração da medida do vão entre apoios para determinação da deflexão de referência; P Carga do ensaio de flexão; PCS m Resistência pós-pico no ensaio de flexão, para uma deflexão igual a L/m; PME 815 Perda Máxima por Erosão; xviii

19 R 150 Razão de resistência à flexão equivalente (ASTM C1609); RCTA 110 Resistência à compressão à temperatura ambiente para o material seco a 110 C definida pelo fabricante; RCTA 815 Resistência à compressão à temperatura ambiente para o material seco a 815 C definida pelo fabricante; RMC 110 Resistência mínima à compressão requerida com o refratário 110 C; RMC 815 Resistência mínima à compressão requerida com o refratário 815 C; RMC 1400 Resistência mínima à compressão requerida com o refratário C; S AM Desvio padrão da abertura média de trincas após 80 ciclos; S dp Desvio padrão da deflexão de pico do ensaio de flexão; S dff Desvio padrão da deflexão de primeira fissura na flexão; S EC Desvio padrão do módulo de elasticidade à compressão; S FM Desvio padrão da deflexão de pico; S FT Desvio padrão da resistência à flexão; S ITP Desvio padrão do índice de tenacidade à tração pré-pico; S ME Desvio padrão da massa específica; S P Desvio padrão da porosidade; S pff Desvio padrão da tensão de primeira fissura na flexão; S RC Desvio padrão da resistência à compressão; S R150 Desvio padrão da razão de resistência à flexão equivalente conforme ASTM C1609; S TT Desvio padrão da resistência à tração; S T150 Desvio padrão da tenacidade conforme ASTM C1609; S T20 Desvio padrão da tenacidade a tração (T T20 ); T JSCE Energia de deformação representada pela área abaixo da curva Força x Deflexão segundo a norma JSCE SFE-4; T T20 Energia de deformação representada pela área abaixo da curva Força x deformação na Tração; T máx Temperatura máxima de utilização; T 150 Tenacidade do ensaio de flexão segundo a norma ASTM C1609; UFCC Unidade de Craqueamento Catalítico Fluído; V mat Fração volumétrica da matriz; xix

20 V fib Fração volumétrica de fibras; V fcrit Fração volumétrica de fibras crítica ( volume crítico ); VDL máx Variação dimensional linear; VDL 815 _ Variação dimensional linear após queima a 815 C; VDL 1400 _ Variação dimensional linear após queima a C; α m Coeficiente de expansão térmica médio; α l Coeficiente de expansão térmica linear; δ MAX Flecha máxima do ensaio de flexão; δ p Deflexão na carga de pico; δ pf Deflexão de primeira fissura; δ tb Deflexão correspondente a 150 avos do vão entre apoios do corpo de prova do ensaio de flexão; δ 150 Deflexão correspondente a 150 avos do vão entre apoios do corpo de prova do ensaio de flexão; δ 600 Deflexão correspondente a 600 avos do vão entre apoios do corpo de prova do ensaio de flexão; ε c1 Deformação na compressão de 50 µst; ε c2 Deformação na compressão correspondente à tensão σ c2 (40% da σ CT ); ε pfc Deformação de primeira fissura na compressão; ε pft Deformação de primeira fissura na tração; ε t1 Deformação na tração de 50 µst; ε t2 Deformação na tração correspondente à tensão σ t2 (40% da σ TT ); ρ AI Massa específica do aço inoxidável; ρ ap Massa específica aparente após moldagem; ρ 110 Massa específica aparente com o refratário seco a 110 C por 24h; ρ 815 Massa específica aparente com o refratário queimado a 815 C por 5h; ρ 1400 Massa específica aparente com o refratário queimado a C; σ CQ Resistência à compressão à quente; σ CT Resistência à compressão; σ c1 - Tensão de compressão correspondente à deformação de 50µSt; σ c2 Tensão de compressão correspondente a 40% da σ TT ; σ comp Tensão no compósito; xx

21 σ FT Resistência à flexão; σ f Tensão de flexão de referência; σ fib Tensão limite de ruptura da fibra metálica (σ u ); σ mat Tensão na matriz; σ p Tensão de pico no ensaio de flexão; σ pfc Tensão de primeira fissura na compressão; σ pff Tensão de primeira fissura na flexão; σ pft Tensão de primeira fissura na tração; σ TT Resistência à tração; σ u - Tensão limite de ruptura à tração à temperatura ambiente; σ Y - Tensão limite de escoamento mínimo à temperatura ambiente; σ t1 - Tensão de tração correspondente à deformação de 20µSt; σ t2 Tensão de tração correspondente a 40% da σ ΤΤ ; σ Tensão residual no ensaio de flexão para uma flecha de L/150; σ Tensão residual no ensaio de flexão para uma flecha de L/600. xxi

22 CAPÍTULO 1 1 INTRODUÇÃO 1.1 Histórico Materiais refratários são, em geral, materiais inorgânicos, multifásicos, fabricados a partir de matérias primas naturais ou sintéticas, por sinterização a altas temperaturas e compostos de agregados refratários e cimento. São produtos especialmente desenvolvidos para operação a temperaturas muito elevadas, sendo suas principais funções: Economia de energia, através da redução da perda de calor pelas paredes dos equipamentos e tubulações refratadas; Viabilizar o uso de materiais menos nobres (aços carbono), nas paredes dos equipamentos e tubulações refratadas, em função da redução da temperatura externa de metal dos equipamentos e tubulações; Proteger as paredes metálicas dos equipamentos e tubulações da ação do fluído evitando perda de massa pela ação erosiva do meio interno; Proteger as paredes metálicas da ação corrosiva do meio interno; Permitir operação em temperaturas elevadas. Os materiais refratários são usados em vários ramos importantes da indústria, em especial a siderúrgica, o principal consumidor desse tipo de material e, por isso mesmo, principal foco do desenvolvimento tecnológico nessa área. Na indústria do Petróleo e Petroquímica esses materiais são usados no revestimento interno de fornos de processo, conversores de craqueamento catalítico, reatores de amônia, reatores de enxofre e uma série de outros equipamentos e tubulações que operem a temperaturas elevadas. As temperaturas de serviço desses equipamentos e tubulações na indústria do petróleo e petroquímica variam usualmente na faixa de 500 a 900 C, residindo aí uma das principais diferenças quando comparadas ao serviço na indústria siderúrgica, com temperaturas de serviço muito mais elevadas. 1

23 A maioria dos materiais refratários desenvolvidos na indústria necessita de temperaturas bem mais elevadas (usualmente acima de 900 C) para desenvolver ligações cerâmicas, mais estáveis e resistentes [1]. Nas temperaturas no entorno dos 500 C, os materiais refratários sílicoaluminosos, mais usualmente utilizados na indústria do petróleo, apresentam significativa perda de resistência mecânica e resistência a erosão, propriedades fundamentais para os materiais refratários. Isso ressalta a necessidade de se desenvolverem soluções específicas para a indústria do petróleo. 1.2 Equipamentos, tubulações e componentes especiais refratados São apresentados a seguir os diversos sistemas industriais, focando especificamente as unidades de craqueamento catalítico fluído (UFCC), uma das unidades de processo da área de refino que utiliza uma ampla gama de materiais refratários (isolantes, semi isolantes e refratários antierosivos). Em especial, aqueles reforçados com fibras metálicas. O coração da UFCC é o conversor, composto de quatro equipamentos principais: vaso separador, regenerador, riser e retificador (Figura 1.1). No riser ocorrem as reações de craqueamento catalítico, ou seja, onde a carga processada (hidrocarbonetos pesados) em mistura com o catalisador de UFCC, extremamente erosivo, reage gerando derivados de maior valor agregado. É após a injeção de carga no riser que se observa a formação de coque, que se deposita no refratário, alterando significativamente suas propriedades físicas e mecânicas. Temperaturas ao longo do riser variam de: 700 a 760 C, antes da entrada de carga; de 600 a 700 C, após a injeção de carga; e de 520 a 560 C, no topo do riser. Um riser pode ter de 70 centímetros a mais de 2 metros de diâmetro. O vaso separador é o responsável pela separação física do catalisador impregnado de coque, dito catalisador gasto, e dos vapores de hidrocarboneto craqueados, que, por sua vez, serão fracionados nos equipamentos subsequentes para gerar gasolina, GLP, gás e óleo de reciclo. Temperaturas no interior do vaso separador: 520 a 540 C. Um vaso separador pode ter diâmetros de 6 a mais de 12 metros de diâmetro. O retificador, por sua vez, separa resíduos de hidrocarboneto arrastados pelo catalisador gasto, evitando riscos à operação do regenerador. Um retificador pode ter de 1 a 4 metros de diâmetro. 2

24 No regenerador ocorre a regeneração do catalisador gasto, através da sua queima com ar injetado na base do regenerador. As temperaturas nesse equipamento oscilam de 650 C a 760 C, com eventuais disparos até C. Um regenerador pode ter de 8 a mais de 14 metros de diâmetro. O catalisador que sai do regenerador (catalisador regenerado) já pode retornar ao ciclo de reação, alimentando o riser de UFCC para continuidade do processo de craqueamento. Os gases resultantes do processo de combustão no regenerador saem pelo topo deste vaso de pressão para o sistema de recuperação de energia através dos dutos de gás de combustão, cujas temperaturas são similares variam de 650 C a 760 C, com eventuais disparos até C. São dutos de 60 cm a mais de 4 metros de diâmetro. Riser Vaso Separador Retificador Dutos de gás de combustão Regenerador Figura 1.1 Conjunto conversor e dutos de uma unidade de UFCC. 1.3 Motivação e objetivo do trabalho Vários dos equipamentos e tubulações da seção de conversão das UFCC s possuem regiões de elevada concentração de tensões, consistindo de descontinuidades 3

25 geométricas, mudanças de direção, curvas, cantos vivos, entre outros, que são pontos de iniciação de falhas, muitas vezes partindo de fissuras originadas durante o processo de cura e secagem desse material após instalação (ver Figura 1.2 e Figura 1.3). As tensões térmicas e/ou tensões cíclicas causadas pelas vibrações induzidas pelo fluxo auxiliam a propagação da falha até a exposição de grandes áreas das chapas do costado desses equipamentos a temperaturas muito elevadas. (a) Figura 1.2 Peça Y de riser de UFCC; (a) Peça Y nova no pipeshop aguardando momento da instalação; (b) Detalhe interno das descontinuidades geométricas no refratário. (b) Figura 1.3 Cabeçote de riser de UFCC. Além disso, outras contribuições, tais como deposição de coque resultante do processo de craqueamento catalítico e abrasão provocada pela ação do catalisador de UFCC, partículas sólidas responsáveis pelo processo de reação catalítica, agravam o processo de deterioração. 4

26 Essas regiões ficam sujeitas a falhas recorrentes, que se manifesta ao longo da campanha operacional da unidade, que dura de três a cinco anos ininterruptos, comprometendo o fator operacional da unidade, com prejuízos operacionais bastante elevados. Atualmente a meta das refinarias é maximizar os tempos de campanha, buscando no mínimo cinco anos de campanha, e minimizar os tempos de parada para manutenção, limitando o tempo total de paradas operacionais em 45 dias ao longo dos cinco anos de campanha. Nesse sentido, os materiais refratários são, normalmente, o caminho crítico das paradas, sendo as últimas atividades a serem conduzidas na parada de manutenção. Minimizar os serviços de manutenção tem impacto direto no retorno mais rápido à operação da unidade. Muitas iniciativas inovadoras têm sido conduzidas nos últimos sete anos, com a participação da comunidade científica, usuários e fornecedores de material refratário, com o intuito de incrementar soluções tecnológicas que permitam aumentar os tempos de campanha e reduzir a duração das paradas para manutenção. Destacamos a seguir as principais: aumento dos teores de fibras metálicas adicionados, partindo dos originais 2 a 3% para os atuais 4% em massa; uso de novos materiais sem cimento, de base fosfórica; desenvolvimento de materiais refratários nano-estruturados; simulação numérica de materiais refratários para análise termo-mecânica do sistema refratário, capaz de considerar a contribuição dos grampos de ancoragem, interface metal versus refratário, fibras metálicas e até fissuras, o que permitirá estudar melhorias de confiabilidade mecânica nas geometrias atualmente utilizadas, bem como avaliar extensão de vida útil desses componentes em condições de serviço. Ainda assim, existem linhas de pesquisa a explorar, tais como o aumento dos teores de fibras metálicas (acima de 6% em massa), que podem auferir ganhos específicos, naquelas regiões sujeitas a problemas crônicos, tais como os componentes com geometria complexa, onde a capacidade de absorver deformações sem o colapso completo do revestimento pode ser maximizada, permitindo um ganho significativo de vida útil. Algumas soluções nessa linha já vêm sendo utilizadas na indústria, de forma muito localizada, e com soluções proprietárias fechadas, limitadas a componentes especiais de fornos (queimadores) com sucesso e outros componentes de formato complexo, mesmo estando sujeitos a severos ciclos térmicos. 5

27 Adicionar teores maiores de fibras aos materiais refratários convencionais, que viabilizem o uso de métodos de aplicação utilizáveis em peças de grande volume, tem potencial para aumentar a confiabilidade operacional dos equipamentos usando soluções de fácil absorção pela indústria, mas ainda não exploradas plenamente. Faz-se necessário avaliar os reais benefícios em termos de propriedades mecânicas dessas misturas refratárias com alto reforço fibroso. Vários métodos para avaliação da tenacidade e da energia de deformação estão disponíveis e têm sido utilizados na construção civil para avaliar concretos reforçados com fibras metálicas, minerais ou vegetais. No entanto, sua aplicação para materiais refratários com elevado teor de fibras metálicas ainda é restrita e passível de aprofundamento. Nesse sentido, estamos propondo o presente trabalho de pesquisa, que consiste de, utilizando materiais refratários para aplicação por fluência livre ou auto-adensáveis, avaliar, através dos diversos métodos disponíveis, o seu comportamento mecânico e os benefícios à tenacidade, resistência mecânica e à sua capacidade de absorver deformações em função das frações de fibras adicionadas à mistura refratária. Serão discutidas as limitações dos diversos métodos de avaliação de tenacidade e será definido o procedimento considerado mais adequado para uso na seleção dos materiais mais propícios para uso em aplicações críticas em refinarias de petróleo. 1.4 Estrutura da dissertação O presente trabalho é composto de seis capítulos, assim organizados: Capítulo 1 - Introdução ao trabalho, apresentando o histórico do uso de refratário em unidades de UFCC, a motivação, os objetivos e a estrutura do trabalho. Capítulo 2 Revisão bibliográfica, apresentando conceitos gerais e considerações sobre a classificação de materiais refratários, o estado da arte de materiais cimentícios e, em especial, refratários, com elevadas adições de reforço fibroso metálico, as principais características das fibras metálicas de aço inoxidável utilizados no presente trabalho, a adição de água na mistura e os estudos já realizados pelo Programa de Engenharia Civil da COPPE sobre o tema. Capítulo 3 Materiais e métodos experimentais. Capítulo 4 Análise de resultados. Capítulo 5 Conclusões. Capítulo 6 Referências bibliográficas. Anexos. 6

28 CAPÍTULO 2 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1 Classificação de materiais refratários Existem diversas especificações de materiais refratários no mercado, por esse motivo tentam-se agrupar essas diversas especificações em famílias que compartilhem propriedades físicas e mecânicas similares, favorecendo a intercambiabilidade e simplificando a seleção desses materiais. Dada a complexidade de combinação das diversas fases presentes nos materiais refratários, classificações restritas a composição química não permitem um agrupamento com propriedades comparáveis. A influência dos métodos de aplicação, tratamentos térmicos, adição de água de mistura e processo de cura é muito significativa, podendo provocar grandes alterações no comportamento mecânico de um material com composições químicas similares. Por isso, é conveniente desenvolver um critério apropriado de classificação de materiais que seja capaz de agrupar aspectos de composição química, método de aplicação, serviço, fator de empacotamento, refratariedade, entre outros. Um agrupamento básico é quanto a sua função (ver Tabela 2-1). Tabela 2-1 Principais características associadas às funções de refratários aplicados na Indústria Petroquímica [2,3]. FUNÇÃO Isolamento Térmico Antierosivo/Densos Antiácido PROPRIEDADES Baixa condutividade térmica Baixa massa específica Estabilidade mecânica às tensões térmicas Estabilidade dimensional Estabilidade mecânica à erosão e abrasão Massa específica elevada Estabilidade dimensional Estabilidade química ao ataque de gases Baixa permeabilidade Estabilidade dimensional 7

29 A norma brasileira NBR estabelece um procedimento de classificação de materiais refratários [2]. Os materiais refratários são classificados quanto à forma, processo de fabricação, processo de conformação, natureza química e mineralógica, e massa específica [2]. Cada uma dessas classes recebe um código de identificação relacionado a cada um desses aspectos. Por exemplo: refratários sílico-aluminosos, com percentual de alumina (Al 2 O 3 ) entre 40 e 45,99% são classificados como SA-1 [2]. Quanto à forma, podem ser agrupados em conformados, ou seja, são moldados e queimados, possuindo formas padrão pré-definidas (tijolos refratários, por exemplo) ou serem não-conformados (concretos) para aplicação diretamente nos componentes onde serão instalados, e que se amoldam a formas. Neste último caso, os refratários serão tratados termicamente no local de instalação. Quanto à natureza química ou mineralógica, os refratários são classificados conforme Tabela 2-2. Tabela 2-2 Classe quanto a natureza química e mineralógica dos constituintes [2]. Os concretos podem, ainda, ser definidos como: argamassas, para assentamento dos tijolos; cimentos, para promover resistência mecânica dos concretos refratários; massas plásticas; massas de socar; massas de projeção; ou massas granuladas secas. 8

30 Podem ainda ser conformados ou aplicados (no caso específico dos concretos) por: prensagem, extrusão, moldagem manual, colagem, projeção, bombeio e vertimento. Este último pode ser aplicado por compactação manual, por vibração externa ou interna, ou por fluência livre (auto-adensáveis) [4]. Uma outra classificação, não tão aplicada para a indústria petroquímica, é a que se relaciona com a faixa de temperatura de serviço. Nessa classificação, temos três categorias de refratários. A primeira são os ligados ceramicamente ou ceramizados, que têm de ser formados em temperaturas acima de 900 C. A segunda são os refratários resistentes ao calor, em que o cimento foi desidratado, porém as ligações cerâmicas não foram estabelecidas, isso ocorre em faixas de temperatura da ordem 454 C. A terceira categoria é aquela que ainda tem ligações hidráulicas quando aquecido, porém se desempenha bem em serviço cíclico. Existe, por fim, a identificação consagrada na indústria brasileira, que é a classificação estabelecida pela norma PETROBRAS N-1728 [3]. Esta classificação é reproduzida na Tabela 2-3. São agrupadas as diversas formulações de refratários respeitando as premissas de classificação citadas anteriormente e características físicas e mecânicas comuns dos concretos, bem como as especificidades dos métodos de aplicação, em uma classificação simples, capaz de ser associada com os serviços a que se destinam. Tabela 2-3 Concreto Refratário [3]. 9

31 Os refratários mais comumente utilizados nas unidades de UFCC são apresentados na Tabela 2-4. Tabela 2-4 Resumo dos materiais usualmente utilizados em conversores de UFCC [4]. EQUIPAMENTO REFRATÁRIO ESPESSURA (mm) RISER VASO SEPARADOR RETIFICADOR REGENERADOR CICLONES Dutos de gás de combustão Duto de gás de combustão (após terceiro estágio, se houver) Antierosivo classe C de baixo cimento, com fibras metálicas, aplicado por vibração externa Semi-isolante com fibras metálicas, aplicado por projeção pneumática ou vertimento. Semi-isolante com fibras metálicas, aplicado por projeção pneumática ou vertimento. Isolante classe A com ou sem fibras metálicas, aplicado por projeção pneumática. Refratário anti-erosivo classe A, aplicado por socagem manual Camada dupla: antierosivo classe C e Isolante classe A, com ou sem fibras metálicas, aplicado por projeção pneumática. Isolante classe A, com ou sem fibras metálicas, aplicado por projeção pneumática (1ª. Camada) 75 (2ª. Camada) Propriedades de materiais refratários densos Embora, como mostrado acima, existam várias famílias de concretos refratários, apresentaremos a seguir uma revisão sobre as propriedades físicas e mecânicas dos concretos densos, já que esses são usualmente utilizados em regiões críticas de equipamentos, tais como o cabeçote (Figura 1.3), a peça Y (Figura 1.2), as curvas em gomos (J-bends) e os cones de injeção de carga (Figura 2.1). Nessas regiões utilizam-se refratários densos anti-erosivos classe C, sendo este o foco do presente trabalho. 10

32 Figura 2.1 Cone de injeção de carga. Apresentam-se nas Tabela 2-5 e Tabela 2-6 as principais propriedades físicas e mecânicas de referência dos materiais refratários densos. Tabela 2-5 Propriedades físicas e mecânicas de alguns materiais refratários densos aplicados por derramamento com vibração externa ou fluência livre (ref.: Magnesita). Características N-1728 [3] CEKAST 60 CEKAST- 45-LC FLOWKAST 70 Al 2 O 3 (%) - 53,0 43,0 (mín.) 67,0 SiO 2 (%) - 39,0 50,0 (Max.) 26,5 CaO (%) - 4,0 2,50 (Max.) - Fe 2 O 3-1,8 2,0 (Max.) 1,4 TiO 2 1,5 1,7 2,90 (Max.) 2,5 T máx ( C) ρ 110 (kg/m 3 ) ρ 1400 (kg/m 3 ) ρ ap (kg/m 3 ) RMC 110 (MPa) 34,3 43,0 55,0 65,0 RMC 815 (MPa) 29,4-45,0 - RMC 1400 (MPa) - 52,0 60,0 120,0 11

33 Características N-1728 [3] CEKAST 60 CEKAST- 45-LC FLOWKAST 70 VDL máx (%) 1 0,50-0,7 4-0,5/0,5 5 - VDL 1400 (%) ,8/0,8 4 0,5 k (W/m.K) C 1,29-1, C 1,27-1, C 1,24-1, C - - 1,24 - PME 815 (cm 3 ) 3 12,0 20,0 12,0 - Método de apl. - Derramamento Vibração Fluência Livre 1 Ensaio conforme as normas ABNT NBR 8385 [14] ou ASTM C 113 [15]; 2 Medida utilizando a norma ASTM C 201 [16]; 3 Ensaio conforme a norma ABNT NBR [17] ou ASTM C 704 [18]; 4 Medida após queima a C; 5 Medida após queima a 815 C por 5 horas. Tabela 2-6 Propriedades físicas e mecânicas de alguns materiais refratários densos aplicados por derramamento com vibração externa ou fluência livre (ref.: IBAR). Características N-1728 [3] PETROCAST 76 BRD SUPER CASTIBAR DD 40 BRASILCAST 560 Al 2 O 3 (%) - 51,5 45,0 67,0 SiO 2 (%) - 33,0 50,0 25,0 CaO (%) - 12,0-2,5 Fe 2 O 3-1,0 1,2 1,4 TiO 2 1, T máx ( C) ρ 110 (kg/m 3 ) ρ 815 (kg/m 3 ) RMC 110 (MPa) 34,3 75,0 90,0 50,0 RMC 815 (MPa) 29,4 60,0 80,0 80,0 VDL máx (%) 1 0, VDL 815 (%) - -0,3-0,2-0,2 12

34 Características N-1728 [3] PETROCAST 76 BRD SUPER CASTIBAR DD 40 BRASILCAST 560 k (W/m.K) 200 C 1,29 1,01 1, C 1,27 1,03 1, C 1,24 1,06 1, C PME 815 (cm 3 ) 2 12,0 14,0 8,3 7,0 Quant. de água - 12,0 6,8 7,0 Método de apl. - Derramamento Vibração Fluência Livre Notas: 1 Ensaio conforme as normas ABNT NBR 8385 [14] ou ASTM C 113 [15]; 2 Ensaio conforme a norma ABNT NBR [17] ou ASTM C 704 [18]. É interessante perceber que os materiais refratários aplicados por fluência livre têm propriedades mecânicas algumas vezes superiores aos dos demais materiais refratários densos classe C, mesmo tendo propriedades de trabalhabilidade e fluidez maiores. Também é interessante ressaltar que as adições de água informadas por um dos fabricantes para esse tipo de material são muitas vezes menores que as adotadas na versão vibrada, que tem, por sua vez, energia externa para auxiliar na deposição da mistura e na sua compactação. 2.3 Características das fibras metálicas A função principal da adição de fibras de aço em concretos é inibir a iniciação de fissuras e sua propagação pela matriz do concreto [11]. Sua adição traz, ainda, como grandes benefícios: Inibe a retração linear e fissuras no concreto; Aumenta a capacidade de absorver energia ( tenacidade ) e a resistência pósfissuração do material; Aumenta a resistência ao impacto no concreto; Aumenta a resistência à fadiga do concreto; Aumenta a resistência à flexão; Aumenta a resistência à fragmentação térmica (thermal spalling) do concreto. Apesar de uma maior adição de fibras metálicas contribuir positivamente para o aumento da energia de fratura e tenacidade do material compósito, há, no entanto, 13

35 desvantagens que comprometem sua permeabilidade, propiciando um maior risco de falha durante o processo de secagem [6] [35]. Por outro lado, uma grande adição de fibras metálicas é limitada pelas restrições impostas pelos métodos de aplicação [11]. As fibras metálicas têm, usualmente, comprimentos entre 19 e 50 mm e diâmetros de entre 0,25 e 0,75 mm [11]. O uso de fibras curtas tem como grande benefício, a melhora da trabalhabilidade em relação às fibras longas, mantendo alguma capacidade de aumentar a tenacidade do revestimento refratário. São três os formatos principais: A melt-extracted, que possui formato irregular, para propiciar uma maior área de contato (ver Figura 2.2) e é mais flexível facilitando sua aplicação pelo método de projeção pneumática [6]. Figura 2.2 Fibra metálica melt-extracted. A fibra ondulada possui ondulações que aumentam a área de contato, promovendo uma melhor costura das fissuras (ver Figura 2.3). É, no entanto, mais rígida que a melt stracted o que dificulta sua aplicação utilizando projeção pneumática. Figura 2.3 Fibra metálica ondulada. As fibras lisas, cuja eficácia tende a ser menor que as demais, porém tem menor possibilidade de formação de novelos (ver Figura 2.4). Por outro lado, sua 14

36 efetividade no aumento da tenacidade e energia de deformação é menor do que nos outros dois casos. Figura 2.4 Fibra metálica lisa. As fibras são disponíveis em aço carbono, aços de baixa liga e aços inoxidáveis austeníticos (da família 300), em especial os AISI 304, AISI 310 e AISI 316. Estes últimos são os mais indicados para uso em temperaturas acima de 500 C, meios ricos em enxofre e ambientes agressivos sujeitos a condensação ácida, ambientes tipicamente encontrados em uma refinaria, em especial nas UFCC s. A adição de fibras metálicas é uma das medidas para limitar a iniciação e crescimento de fissuras nos materiais cimentícios, aumentando, assim, a sua capacidade de absorver deformações [31]. Com a distribuição, tamanhos e razão de aspecto adequados, as fibras servirão como pontes para limitar a largura das fissuras, funcionando como um incremento da tenacidade dos concretos refratários. O efeito primário da adição de fibras metálicas é redistribuir as deformações oriundas dos processos de cura, secagem e queima, de forma que serão formadas várias pequenas fissuras ao invés de um número menor de grandes fissuras [6]. O percentual de adição de fibras metálicas é limitado pelo processo de moldagem dos concretos. O processo de derramamento pode provocar segregação de grandes frações de fibras criando regiões com maiores concentrações de fibras. Quando o método de aplicação é por projeção, frações elevadas de fibras podem resultar em empaçocamento, levando ao entupimento de mangueiras e bicos de dispersão, ou de segregação durante o processo de aplicação. Por esse motivo a adição de fibras em materiais refratários tem sido limitado a 0,6% em volume (2% em massa) para os materiais refratários antierosivos (mais densos) e 0,47% em volume (3% em massa) para os materiais isolantes (mais porosos) [4]. 15

37 Cabe ressaltar ainda que um benefício importante da utilização de fibras nas aplicações que são o tema da presente dissertação é a maior resistência ao choque térmico dos refratários fibrosos [6]. Em relação aos aspectos negativos da utilização de fibras deve ser mencionado que devido ao melhor desempenho mecânico do material é maior a dificuldade de remover o refratário caso seja necessário proceder à troca do material ou realizar alguma intervenção no casco metálico. Refratários com reforço de fibras metálicas são utilizados preferencialmente nos risers, retificadores e vasos separadores. O regenerador e dutos de gás de combustão pode ou não ter reforço fibroso, dependendo das condições de serviço e da experiência de cada refinaria. Regiões sujeitas à vibração devem mandatoriamente ter reforço fibroso [4]. 2.4 Refratários com elevadas adições de fibras Os primeiros testes e patentes envolvendo a adição de fibras metálicas como reforço em materiais cimentícios remontam a Na década de 1960, Romualdi e Batson, nos Estados Unidos [6], desenvolveram as primeiras aplicações mais significativas de uso das fibras metálicas como reforço de concretos na construção civil. No início da década de 1970, foram registradas as primeiras aplicações de refratários com adições de fibras em refinarias de petróleo, quando Battelle relacionou as vantagens de adição de reforço com fibras metálicas [6]. No início da década de 1980, Lankard depositou nos Estados Unidos a patente de um material refratário com elevadas adições de reforço fibroso metálico (4 a 20% em volume) aplicado em lanças de injeção e outros componentes da indústria siderúrgica. Esse produto é conhecido pela marca comercial SIFCA, que descreveremos adiante. No Brasil, nos projetos de pesquisa e desenvolvimento desenvolvidos por Toledo et al. [7-10], foram avaliados os efeitos da adição de fibras metálicas sobre as propriedades físicas e mecânicas de materiais refratários. Os estudos indicaram a viabilidade do aumento do teor de fibras na mistura refratária dos convencionais 2% para 4% em massa, sem alterações no processo de aplicação nem nas adições de água na mistura. As primeiras aplicações de campo com adições de até 4% de fibras em risers e dutos de gás de combustão de UFCC foram realizadas em 2006 pela Petrobras em regiões que apresentavam falhas recorrentes, sujeitas a vibração intensa ou a ciclos 16

38 térmicos elevados. A maioria delas continua em operação até hoje com pequeno ou nenhum volume de reparos. O uso de reforço híbrido (fibra mineral de volastonita + fibras metálicas) também foi estudado nos projetos [7]-[9]. Foram utilizadas nos estudos frações em volume de volastonita de 2,5% e fibras metálicas lisas e onduladas de aço inoxidável de 25 mm de comprimento com frações em massa variando de 2 a 6%. As matrizes utilizadas eram leves, densas vibradas e densas autoadensáveis. Os resultados obtidos indicaram que a hibridização aumentou a resistência à compressão, o módulo de elasticidade e a tensão de primeira fissura (na flexão) das matrizes. O uso de fibras onduladas mostrou-se muito mais eficiente que o de fibras lisas no que se refere à capacidade de absorver energia e resistência mecânica pósfissuração (endurecimento) das matrizes. À medida que a fração mássica foi aumentada de 4% para 6%, o endurecimento na flexão foi aumentado, mas isso só pode ser observado na matriz autoadensável já que houve grande dificuldade de moldagem nas matrizes vibradas (leve ou densa). Cabe mencionar que existem produtos comercializados para a indústria siderúrgica, que utilizam teores muito mais elevados de fibras de aço. A família de refratários SIFCA consiste de materiais aplicados em peças pré-moldadas, utilizando misturas refratárias com elevadas adições de água (26% a 42% em volume), gerando uma lama de baixo cimento extremamente fluida, que é infiltrada no molde com as fibras metálicas pré-arranjadas (4 a 20% em volume, aproximadamente 12 a 64% em massa). Esses materiais, que só estão disponíveis na forma pré-moldada, proporcionam elevada refratariedade, resistência ao impacto e ao choque térmico devido à elevada tenacidade promovida pelo reforço fibroso. Para a família SIFCA são usadas fibras de aço inoxidável 304 ou 316. A matriz desse compósito consiste de cimento de aluminato de cálcio, agregados de alumina com 35 mesh de tamanho máximo de partícula, um superplastificante a base de naftaleno formaldeído sulfonado e as fibras metálicas [11]. 2.5 Ação do ambiente O ambiente, na maioria das aplicações na área de Refino ou Petroquímica, em especial no que se refere às UFCC s, não degrada os materiais refratários reforçados com fibras metálicas [6]. A formação de coque em algumas regiões do conversor de UFCC, tais como o vaso separador e a região após a injeção de carga no riser de UFCC, sempre esteve associada com danos aos revestimentos refratários. No entanto, não se 17

39 conseguiu estabelecer uma associação direta entre a adição de fibras metálicas e a incidência de danos ou o aumento na formação de coque [36]. Os estudos recentes têm indicado que o principal efeito da formação do coque é termomecânico, cujas falhas estão associadas à ciclagem térmica. A norma PETROBRAS N-1728 indica que, em regiões sujeitas à formação de coque, devem ser utilizados refratários reforçados com fibras metálicas [3]. 2.6 Adição de água na mistura refratária Os concretos refratários de pega hidráulica são uma mistura de agregados refratários (alumina tabular, por exemplo) e cimentos de aluminato de cálcio. Esses componentes já vêm pré-misturados de fábrica. As fibras de reforço são adicionadas no misturador no momento da aplicação, assim como a água de amassamento do concreto [1]. A remoção de água combinada no refratário utilizado na indústria petroquímica é sempre incompleta pois as temperaturas de serviço normalmente não ultrapassam os 750 C. Nas faixas de temperatura entre 260 C e 454 C, 70% da água combinada é removida, conforme pode ser visto na referência [12]. Tal remoção resulta na redução da resistência à compressão e módulo de elasticidade da mistura. 2.7 Métodos de aplicação do concreto refratário denso fibroso Para a família de materiais refratários densos anti-erosivos classe C, e para as regiões onde se utilizam esses materiais refratários, são disponíveis industrialmente os seguintes processos: projeção pneumática, derramamento com vibração externa e derramamento por fluência livre (auto-escoante) [3]. O método de aplicação por projeção pneumática (Figura 2.5) é o mais utilizado para equipamentos e tubulações de grande diâmetro (acima de 2 metros) [3]. É um método de aplicação especialmente indicado para instalação de revestimentos diretamente no campo, com os equipamentos ou tubulações já instalados no local, consistindo de um sistema de projeção da mistura refratária (concreto e fibras) impulsionado pelo ar. Esse processo, no entanto, é contra-indicado para aplicações com grandes volumes de fibras metálicas (maiores que 2% em massa), pela dificuldade de fluxo da mistura refratária pelos mangotes, pois o grande volume de fibras acaba por entupir os mangotes e os bicos de dispersão. Por outro lado, a projeção acaba 18

40 propiciando a segregação de fibras metálicas e resulta numa maior perda de agregados e fibras pelo efeito de rebote do jato de mistura refratária contra as paredes a revestir. Figura 2.5 Projeção pneumática. O método de vibração externa consiste no vertimento da mistura associado à vibração externa da carcaça de aço a revestir, utilizando vibradores pneumáticos fixados à superfície da casca do componente a revestir. É o que melhor compacta o revestimento, porém a energia de vibração utilizada para fazer fluir o concreto pode levar à segregação das fibras. Além disso, tem de ser aplicada com o equipamento ou tubulação em partes de menores dimensões que serão conectadas posteriormente no campo ( juntas de campo ). O derramamento por fluência livre consiste no uso de misturas com maior trabalhabilidade, vertidas ou bombeadas em uma forma. A mistura de concreto tem uma formulação apropriada para facilitar o escoamento e moldabilidade do concreto na forma, mesmo em geometrias mais complexas. A adição de fibras metálicas irá reduzir a trabalhabilidade, porém, como o concreto já é preparado para uma maior trabalhabilidade, há condições mais favoráveis ao incremento de fibras metálicas na mistura. Por outro lado, diminuem as juntas de campo, pois o refratário pode ser aplicado no equipamento ou tubulação montado. O método de aplicação por derramamento por fluência livre ainda tem limitada aplicação em equipamentos e dutos de UFCC, apesar de esse método apresentar vantagens de aplicação em campo em comparação com o método de vibração externa, mais usado em novos empreendimentos. Este último método, no entanto, é mais aplicável em fábrica, não sendo utilizado em reparos de campo, em equipamentos já instalados, pelo risco de falha do refratário remanescente, bem como dos respectivos 19

41 equipamentos e tubulações do UFCC. O método de fluência livre tem sido utilizado para emendas de campo, dada a maior confiabilidade desse método. 20

42 CAPÍTULO 3 3 MATERIAIS E MÉTODOS EXPERIMENTAIS 3.1 MATERIAIS Fibras Metálicas Usualmente utiliza-se o aço inoxidável austenítico do grau 304, de menor custo entre os aços inoxidáveis austeníticos, com boa resistência mecânica em amplas faixas de temperatura (até 760 C) e de excelente resistência à oxidação e corrosão em temperaturas elevadas. No entanto, adotaremos neste estudo fibras de aço inoxidável austenítico do grau AISI 310. Apesar de custo mais elevado este material apresenta excelente ductilidade e resistência à oxidação superior em temperaturas elevadas e melhor resistência à corrosão em ambientes contendo condensado [19][6]. Esse é o caso dos equipamentos refratados do UFCC, tais como os risers, dutos de gás de combustão e vasos separadores durante as paradas operacionais. A composição química típica para os aços inoxidáveis austeníticos 310 é apresentada na Tabela 3-1. Esses dados foram extraídos da especificação de material ASTM para estojos de aços liga e aços inoxidáveis [28]. Tabela 3-1 Composição química típica dos aços inoxidáveis austeníticos 310 [28]. Características Teor (%) Cromo (faixa) 24 a 26 Níquel (faixa) 19 a 22 Carbono 0,04 a 0,10 Manganês, máximo. 2,0 Fósforo, máximo 0,045 Enxofre, máximo 0,03 Silício, máximo 1,0 21

43 As propriedades físicas e mecânicas dos aços inoxidáveis austeníticos 310 são apresentadas na Tabela 3-2. Esses dados foram extraídos da norma de propriedades de materiais da Amercan Society of Mechanical Engineers, ASME Sec. II, Part D [29]. Os coeficientes de expansão térmica linear dos aços inoxidáveis são apresentados no anexo IV e foram extraídos do código ASME Sec. II, Part D [29]. Tabela 3-2 Propriedades físicas e mecânicas dos aços inoxidáveis austeníticos 310 Características [29]. Sistema Ingles AI 310 σ U (psi,mpa) ,6 σ Y (psi,mpa) ,8 E AIC (psi,gpa) 28,3 x ,1 ρ AI (lb/in 3, kg/m 3 ) 0, As fibras utilizadas são fabricadas pela empresa Di Martino Indústrias Metalúrgicas Ltda e tem 0,51 mm de diâmetro e 25 mm de comprimento. Foram utilizadas fibras onduladas (Figura 3.1), que apresentaram melhores resultados que as fibras lisas nos estudos realizados por Toledo et al. [8]. Segundo o fabricante, a fibra suporta uma máxima temperatura de 900ºC, e sua massa específica é de aproximadamente de 7,85 kg/dm³. Realizaram-se ensaios para a determinação da massa específica da fibra utilizada, e os resultados são listados na Tabela 3-3, confirmando os valores do fabricante. SI Figura 3.1 Fibras onduladas. 22

44 Tabela Massa Específica da fibra Leitura Massa Específica. (g/cm³) 1 7, , , , ,844 Média 7,852 Foram estudadas quatro diferentes frações de fibras: 4% em massa (1,2% em volume), que servirá como referência comparativa com os atuais percentuais máximos de fibras recomendados pelas normas Petrobras; 6% em massa (1,8% em volume), 8% em massa (2,4% em volume) e 10% em massa (3% em volume) Matriz refratária Com base nas considerações apresentadas na revisão bibliográfica, decidiu-se pela adoção do material refratário anti-erosivo classe C, aplicado por fluência livre para presente estudo. O material estudado foi o BRASILCAST 560, cujas propriedades estão resumidas na FDT do fabricante reproduzida no ANEXO II. Na Figura 3.2 mostra-se uma fotografia do concreto refratário antierosivo BRASILCAST 560 utilizado. A curva granulométrica deste concreto refratário é apresentada na Figura 3.3 (utilizando granulometria laser) e na Figura 3.4 (método do peneiramento) para as frações finas e grossas, respectivamente. Os resultados obtidos indicam que 100% das partículas grossas são menores que 9 mm, sendo 90% da massa dos grãos menores que 5 mm. Já a fração fina apresenta 50% do volume das partículas inferiores a 25 µm. Figura 3.2 Amostras do material refratário utilizado 23

45 100 Volume (%) Size (µm) Volume In % Size (µm) Volume In % Size (µm) Volume In % Particle Size (µm) Size (µm) Figura 3.3 Curva granulométrica da fração fina (< 1000 µm) do concreto estudado Volume In % Size (µm) Volume In % Size (µm) Volume In % Massa passante acumulada (%) Tamanho das partículas (µm) Figura 3.4 Curva granulométrica do concreto obtida por peneiramento. Para efeito de comparação foi realizada a análise química da matriz refratária no Laboratório de Estruturas do Programa de Engenharia Civil da COPPE/UFRJ. Utilizouse, para tal, o equipamento tipo EDX 720, da marca Shimadzu. Os resultados obtidos mostram que a soma de SiO 2 + Al 2 O 3 + CaO são de, respectivamente, 94,5% e 96,4% para os dados do fabricante e para análise realizada no laboratório. Os resultados estão 24

46 próximos, embora algumas diferenças nos valores dos constituintes possam ser observadas. Figura 3.5 Equipamento EDX 720 utilizado na análise química. Tabela 3-4 Composição química do concreto refratário BCAST Componentes Valores do Fabricante (%) REFERÊNCIA (CR0) (%) SiO 2 25,0 28,324 Al 2 O 3 67,0 62,470 CaO 2,5 5,641 SO TiO 2-0,735 Fe 2 O 3 1,4 0,455 V 2 O K 2 O 0.3 0,274 BaO - 0,274 Cr 2 O 3-0,085 ZrO 2-0,089 Ta 2 O SrO - 0,016 Ga 2 O CuO - 0,006 Ir 2 O MnO - 0,018 Y 2 O 3-0,005 P 2 O 5-0,901 Rb 2 O - - NbO PROGRAMA EXPERIMENTAL O programa experimental foi estabelecido visando determinar o comportamento mecânico (com ênfase na tenacidade) sob esforços de compressão, tração direta e flexão e a durabilidade a choques térmicos de matriz cimentícia refratária, para aplicação por 25

47 fluência livre, reforçada com elevadas frações em massa de 4, 6, 8 e 10% de fibras metálicas. Ensaios físicos e mecânicos a frio foram realizados após exposição das amostras às seguintes condições: secos a 110 C e queimados a 600 C. Os ensaios mecânicos a quente foram realizados a uma temperatura de 110 C. A durabilidade a choques térmicos foi estudada submetendo-se as amostras a uma temperatura de 600ºC e, em seguida, resfriando-as bruscamente para a temperatura de 24ºC, gerando um gradiente térmico de 576ºC. Foram adotadas as seguintes formulações nesse estudo: material refratário sem reforço, que será a referência comparativa; material refratário com 4% em massa (1,2% em volume) de fibras de aço inox 310, que servirá como referência comparativa com os atuais percentuais máximos de fibras recomendados pelas normas Petrobras; material refratário com 6% em massa (1,8% em volume) de fibras de aço inox 310; material refratário com 8% em massa (2,4% em volume) de fibras de aço inox 310; material refratário com 10% em massa (3% em volume) de fibras de aço inox 310. Todos os corpos de prova foram secos a 110 C por 24 horas. Os corpos de prova da matriz foram submetidos a um tratamento térmico (queima) a 600 C e a 815 C, por 6 horas, este último para permitir a comparação dos resultados com os dados do fabricante (anexo III) e da norma PETROBRAS N-1728 [3]. Em realidade, como a temperatura de referência comumente citada em catálogos, folhas de dados e normas técnicas nunca é atingida em condições normais de operação ou durante a secagem em unidades de UFCC, os materiais refratários aplicados em unidades de processamento em refinarias nunca estão ceramizados. Em alguns casos, operam em temperaturas críticas para os refratários, como é o caso da faixa de temperatura em que ocorre a perda de propriedades mecânicas (540 a 575 C) [1]. Em função disso, decidiu-se adotar a temperatura de queima de 600 o C, que supera a faixa crítica citada anteriormente, porém não resulta em ceramização do material, refletindo, então, uma condição comparável com as condições reais de serviço dos refratários utilizados em UFCC [13]. Foram realizados ensaios mecânicos, a temperatura ambiente, de compressão, tração direta e flexão em quatro pontos, com amostras tratadas de duas maneiras: somente secas a 110 C e queimadas a 600 C. Em relação aos testes a quente, foram 26

48 realizados ensaios de compressão, tração e flexão na temperatura de 110 C. Em todos os casos, os corpos de prova foram secos a 110 C. 3.3 MÉTODOS EXPERIMENTAIS Ensaios reológicos A reologia dos concretos tem influência significativa na aplicação, durabilidade e resistência mecânica dos materiais refratários [5,20]. Em refratários com reforço fibroso, a reologia é especialmente crítica, podendo definir limites de adição de fibras e conferir viabilidade prática ao uso desses materiais. O aparecimento de vazios e segregação de fibras e agregados são alguns dos problemas decorrentes de uma reologia inadequada. Portanto, este ensaio definiu as bases de preparação das misturas refratárias, permitindo realizar os ajustes no teor de água na mistura que viabilizem a adição de teores mais elevados de fibras metálicas associados a uma adequada resistência mecânica. Foram considerados dois percentuais de água diferentes: 6,75%, a princípio, conforme consta da FDT do material (ANEXO II) e, posteriormente, 8,5% tendo em vista que utilizando o valor solicitado pelo fabricante, a trabalhabilidade da mistura com teores mais elevados de fibras metálicas ficou muito comprometida. As matrizes produzidas com esses dois teores foram avaliadas quanto à trabalhabilidade da mistura e a resistência mecânica. Para estimar a capacidade de fluidez das misturas foi realizado o ensaio de abatimento do tronco de cone de Abrams ilustrado na Figura 3.6. O ensaio de tronco de cone consiste em medir o espalhamento máximo da circunferência formada pelo concreto medido em duas direções ortogonais, sendo a média desses valores tomada como o valor final de espalhamento. 27

49 Figura 3.6 Ensaio do abatimento do tronco de cone Produção, cura e queima dos refratários O material para a confecção dos corpos de prova foi pesado e a mistura seca foi adicionada ao misturador planetário. Após a homogeneização da mistura seca adicionou-se a água e, por fim, as fibras foram adicionadas gradativamente e de maneira uniforme dentro do recipiente durante a operação do misturador. Fotos da mistura são apresentadas na Figura 3.7. (a) (b) Figura 3.7 Massa no misturador planetário. (a) Mistura com 10% massa de fibras; (b) Mistura com 8% de fibras. Os corpos de prova da mistura com 8% massa de fibras, dentro dos respectivos moldes sobre a mesa vibratória são apresentados na Figura 3.8. Mais fotos são apresentadas no ANEXO XI. 28

50 Figura 3.8 Moldes sobre a mesa vibratória. Após a moldagem, os corpos-de-prova, ainda nos moldes, permaneceram em uma sala climatizada com temperatura controlada de 21±1ºC, por cerca de 2 horas. Ao término desse período, foram colocados em uma câmara úmida, a uma temperatura de 21± 1ºC com umidade relativa de 100% (Figura 3.9). Após 24 horas os corpos de prova foram desmoldados. Após a retirada da câmara úmida, as amostras foram submetidas ao processo de secagem e queima. Figura 3.9 Corpos de prova na câmara úmida. Após o processo de cura, as amostras foram postas numa estufa, com circulação de ar, onde foram secas a 110ºC (Figura 3.10). A rampa de aquecimento foi de 18ºC/h e o tempo de residência de 24 horas, conforme recomendação do fabricante (Figura 3.11). 29

51 Figura 3.10 Estufa para secagem a 110 C dos corpos de prova Temperatura ( C) h C/h Tempo (h) Figura 3.11 Curva de secagem dos corpos de prova. Após a secagem, parte dos corpos-de-prova passou por um processo de queima a 600 C, cujo objetivo é reproduzir um ciclo térmico comparável às condições de serviço. As amostras foram queimadas em um forno do tipo mufla com temperatura máxima de uso de 1100ºC (Figura 3.12), de acordo com a rampa de aquecimento fornecida pelo fabricante do concreto refratário. De 110ºC até 600ºC, a rampa foi de 40ºC/h, totalizando um tempo de 12 horas e 15 minutos de aquecimento. Os corpos-de-prova permaneceram por 6 horas sob a temperatura de 600ºC. A rampa de aquecimento completa utilizada nos processos de queima a 600ºC é apresentada na Figura Figura 3.12 Forno tipo mufla, para queima dos corpos-de-prova. 30

52 600 6 h Temperatura ( C) C/h Tempo (h) Figura 3.13 Curva de queima dos corpos de prova. 3.4 Ensaios Físicos São apresentados a seguir os ensaios físicos realizados neste estudo Massa específica aparente e porosidade aparente Foram medidas a massa específica e porosidade de todas as misturas. Aparatos de ensaio são apresentados na Figura a) Estufa para secagem das amostras obtenção do peso seco b) Aquecimento da água c) Saturação da amostra - fervura por 2 horas d) Obtenção do peso submerso Figura 3.14 Aparatos de ensaio de massa específica e porosidade. 31

53 3.4.2 Durabilidade ao choque térmico Este ensaio consiste em submeter prismas de 4x4x16 cm das diversas misturas a uma temperatura máxima de 600 C e, em seguida, transferir o corpo de prova da câmara quente do forno para um recipiente com água à temperatura ambiente (24 C) por 10 minutos. Em seguida, o corpo é devolvido ao forno para início de um novo ciclo. A cada 10 ciclos o corpo de prova é examinado e fotografado. As fissuras surgidas são medidas e posicionadas. A progressão da trinca é, então, acompanhada até o final do ensaio. A máquina de ensaio é apresentada na Figura Após 80 ciclos, o ensaio foi interrompido e foram realizados ensaios de flexão em quatro pontos a temperatura ambiente para levantamento dos parâmetros de energia e tenacidade residual. Foram também ensaiados corpos de prova não submetidos ao choque térmico com todas as misturas para servir como referência comparativa para avaliação da degradação dos materiais após choque térmico. Forno Elevador Recipiente com água (a) (b) Figura 3.15 Máquina de ensaio ao choque térmico. (a) Visão geral. (b) Detalhe da cuba de água fria. 32

54 O corpo de prova é prismático com as seguintes dimensões 4x4x16 cm (Figura 3.16). Os corpos de prova serão submetidos a um ensaio de flexão em quatro pontos, sendo os dois pontos de apoio afastados 12 cm um do outro, ficando os dois dispositivos de carregamentos afastados 4 cm um do outro. Figura 3.16 Corpo de prova prismático do ensaio de choque térmico. CP1 e CP2 da 3.5 Ensaios Microestruturais mistura com 10% em massa de fibras Análise termogravimétrica A análise termogravimétrica foi realizada utilizando o equipamento simultâneo DSC-TGA, modelo SDT Q-600, da TA Instruments. Foram levantadas curvas das caracterizações, por Análise Térmica, do cimento refratário BCAST, da pasta hidratada, da pasta seca a 110º C e da pasta queimada a 600º C. A análise foi realizada em atmosfera inerte (N 2 ), com fluxo máximo de 100 ml/min de gás de arraste. A faixa de temperatura do ensaio foi de temperatura ambiente até 1000 C. A taxa de aquecimento foi de 10 C por minuto e foi utilizado um cadinho de platina cuja massa da amostra é em torno de 10 mg Tomografia computadorizada Foram escolhidos os corpos de prova prismáticos do ensaio à flexão para um ensaio de tomografia de raios X. A seleção dos corpos de prova levou em conta os resultados dos respectivos ensaios com o intuito de avaliar a influência da distribuição e orientação das fibras metálicas nos resultados mecânicos obtidos. A partir das imagens do exame por tomografia, foi utilizado o software Ensight para processar imagens tridimensionais de alta resolução dos diversos corpos de provas, permitindo visualizar a distribuição e orientação das fibras, presença de poros e fissuras 33

55 dos materiais refratários. Pretende-se, com esse exame, complementar as avaliações obtidas dos ensaios mecânicos. Tabela 3-5 Relação dos corpos de prova submetidos a tomografia computadorizada. ENSAIO CORPO DE PERCENTUAL PROVA DE FIBRAS CONDIÇÃO Flexão CP3 Matriz 110 C Flexão CP1 Matriz 600 C Flexão CP2 Matriz 110 C Flexão CP1 4% 110 C Flexão CPA 4% 600 C Flexão CP4 4% 110 C Flexão CPA 6% 110 C Flexão CPA 6% 600 C Flexão CP1 6% 110 C Flexão CP1 8% 110 C Flexão CPA 8% 600 C Flexão CP1 8% 110 C Flexão CP1 10% 110 C Flexão CPA 10% 600 C Flexão CP4 10% 110 C 3.6 Ensaios Mecânicos Tanto os testes de compressão quanto os de flexão foram realizados em uma prensa Shimadzu Servo-Pulser de sistema hidráulico servo-controlado e com adaptações que possibilitaram a realização de ensaios a quente. As capacidades de carga estática e dinâmica da prensa são, respectivamente, 450 e 300 kn. A taxa de deslocamento axial da prensa é de 0,1 mm/min. Na Figura 3.17, mostram-se a prensa e os aparatos para ensaio de compressão e de flexão. 34

56 (a) (b) (c) Figura 3.17 Prensa de ensaio. (a) Vista da prensa; (b) Setup do ensaio de compressão; (c) Setup do ensaio de flexão. Para os ensaios realizados a 110ºC, a configuração da prensa foi a mesma da utilizada para os ensaios à temperatura ambiente. No entanto, foi acoplado à prensa um forno de diâmetro de 385 mm e altura de 450 mm, conforme ilustra a Figura A rampa de aquecimento usada foi de 1ºC/min. Após o forno atingir a temperatura determinada, esperou-se cerca de uma hora para se iniciar a aplicação da carga, tempo necessário para a uniformização da temperatura no corpo de prova. A carga foi aplicada pela prensa, a uma taxa de 0,1 mm/min. (a) (b) Figura 3.18 Mufla para ensaios mecânicos a altas temperaturas. (a) Aparato para o ensaio de compressão; (b) Aparato do ensaio de flexão Ensaio de compressão Estes ensaios seguem os critérios da norma ABNT NBR [23] complementadas pelo ASTM C 133 [24], porém utilizando corpos de prova cilíndricos 35

57 de 50 mm de diâmetro por 100 mm de altura. O sistema de LVDTs foi posicionado no terço central das amostras (50 mm de comprimento). Foram utilizados para determinação do módulo de elasticidade e resistência compressão a frio os corpos de prova secos a 110 C e queimados a 600 C. Para o teste com a matriz também foram usados corpos de prova queimados a 815 C para comparação com as referências do fabricante. Além disso, foram realizados ensaios na temperatura de 110 C (ensaio a quente). Neste caso, apenas corpos de prova secos a 110 C foram testados. O módulo de elasticidade foi calculado utilizando-se o módulo secante a partir de dois pontos no trecho linear elástico, o primeiro correspondente a 40% da σ CT e o segundo correspondente a uma deformação de 50 µst, na Equação 3-1. σ ε c2 c1 E c = Equação 3-1 c2 σ ε Além disso, foram também calculados índices de tenacidade em duas condições: a primeira para a carga máxima ou carga de pico, e a segunda para uma deformação na compressão correspondente a 8.ε pfc. O índice de tenacidade na compressão será calculado pela equações 3-2 e 3-3 que se seguem: c1 AREA RCTA ITC p = Equação 3-2 AREAPFC ITC ε AREA 8ε 8 = Equação 3-3 AREA PFC A área sob o gráfico Força x Deslocamento na compressão corresponde a uma energia de deformação na compressão. Utilizaremos essa área até a primeira fissura para designar a energia de pré-fissuração na compressão (E PFC ). Outro parâmetro a ser analisado é a rigidez tangencial, sugerida por Vonk [37] que indica o amolecimento do material após a tensão de pico (K t ). A representação gráfica do parâmetro K t é apresentado na Figura

58 K t δ pfc δ σpfc δ 8δ Figura 3.19 Representação esquemática do cálculo do índice de tenacidade à compressão Ensaios à flexão Os ensaios à flexão em quatro pontos foram realizados conforme norma ABNT NBR [23], exceto que os corpos prismáticos têm 5x5x22,8cm. Os pontos de apoio estão afastados 18 cm um do outro. Foram realizados ensaios de flexão com todas as misturas, nas condições seco a 110 C e queimado a 600 C. Nas mesmas condições foram também realizados ensaios a quente (na temperatura de 110 C). Além disso, os corpos de prova utilizados no ensaio de choque térmico, ao final dos ciclos térmicos, foram submetidos a ensaios de flexão a temperatura ambiente para avaliar a energia de deformação após os ciclos térmicos. Esses corpos de prova têm dimensões de 4x4x16 cm. Corpos de prova de referência não submetidos aos ciclos térmicos foram também ensaiados para comparação. Foram adotados quatro procedimentos para avaliação da energia de deformação e tenacidade das misturas refratárias submetidas aos ensaios de flexão, a partir da curva Força x Deflexão: a norma ASTM C1018 [30], a norma JSCE SF-4 [32], o procedimento alternativo proposto por Banthia e Trotier [34] e a norma ASTM C1609 [33]. A seguir descrevemos os quatro métodos e os ajustes eventualmente adotados. O arranjo (SETUP) do ensaio de flexão é apresentado na Figura

59 Figura 3.20 SETUP do ensaio de flexão ASTM C 1018 A norma ASTM C1018 estabelece uma metodologia para quantificar a tenacidade de concretos refratários reforçados com fibras metálicas [30]. A tenacidade à flexão é determinada calculando-se a razão entre a área abaixo da curva carga x deflexão em deflexões específicas com a área da curva até a deflexão correspondente a primeira fissura (Figura 3.21). Essas áreas representam a energia absorvida até a deflexão especificada C E I5 I10 I20 I30 I50 8 G f pc A Carga 6 I K 25,5δ 4 15,5δ 10,5δ 2 5,5δ 3δ 0 B D F H J 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 Deflexão Figura 3.21 Gráfico esquemático representativo dos parâmetros de tenacidade da norma ASTM C 1018 [30]. Assim, teríamos a expressão genérica: L 38

60 E N I N = Equação 3-4 EPF O valor de energia é calculado a partir da área sob a curva Força x Deflexão. Assim, para a deflexão 3.δ o índice é calculado como se segue: Área CD I = 0 5 Área0 AB O subscrito N é derivado da analogia elastoplástica [34]. A Figura 3.22 apresenta uma representação da curva Força x Deflexão, de um material elástico perfeitamente plástico. Assim, ao se atingir a carga limite que chamaremos de F pff para simples representação, a carga permanece constante com o aumento da deflexão. A energia correspondente à primeira fissura seria calculada como se segue: E PF F = pff Onde δ é a deflexão correspondente à primeira fissura. A energia correspondente à deflexão 3.δ, para o material linear-elástico perfeitamente plástico é: E i = F pff 2 δ F 2δ + pff 2 δ Por fim, o índice de tenacidade é calculado como se segue: I i = F I pff i Fpff δ 2δ + 2 F δ 2 4δ + δ = δ I = 5 i pff 39

61 9 8 f pc 7 6 Carga ,5δ 2 1 5,5δ 3δ plástico: 0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 Deflexão Figura 3.22 Curva teórica para um material elástico perfeitamente plástico. Usando essa mesma analogia, teríamos, para um material elástico perfeitamente Deflexão Índice de tenacidade 3.δ 5 5,5.δ 10 10,5.δ 20 15,5.δ 30 n.δ (2.n-1) Dessa forma, utilizou-se a seguinte notação para identificação dos índices de tenacidade para os materiais reforçados com fibras: Deflexão Índice de tenacidade 3.δ I 5 5,5.δ I 10 10,5.δ I 20 15,5.δ I 30 25,5.δ I 50 n.δ I (2.n-1) Esta metodologia apresenta algumas limitações [31] que listamos abaixo: Em tese a metodologia é independente da geometria do corpo de prova, no entanto alguns autores defendem que há alguma dependência [31]; Os resultados dependem de uma determinação precisa da carga e deflexão correspondentes à primeira fissura; 40

62 Os índices de tenacidade calculados não distinguem adequadamente diferentes tipos e volumes de fibras, particularmente se os volumes forem pequenos; Estudos comparando resultados de diferentes laboratórios revelaram que resultados não comparáveis podem ser obtidos variando-se as máquinas de ensaio, os operadores e diferentes sistemas de aquisição; Certos sistemas podem apresentar regiões instáveis nas curvas força x deflexão; Os fatores de resistência residual calculados pela norma ASTM C1018 parecem ser muito mais adequados para comparar diferentes concretos reforçados com fibras que os índices de tenacidade, no entanto, o método parece ser pesado demais para determinação de resistência residual. O ASTM retirou essa norma de publicação em 2006, sem indicar norma substituta. No site da organização, consta a informação de que a norma foi retirada de publicação por falta de interesse e suporte na utilização contínua desta norma ( Ainda assim, optamos por manter o uso dessa metodologia, ainda muito referenciada na literatura e em diversas publicações citadas nesta dissertação, para fins de comparação de resultados. JSCE Standard SF-4 [32] Nesse método, a partir da curva força x deflexão do ensaio de flexão em quatro pontos, são determinados a tenacidade e um fator de tenacidade. A tenacidade (T JSCE ) é a área do gráfico até a deflexão máxima de L/150 (Figura 3.19). O fator de tenacidade é calculado pela expressão que se segue: F T L JSCE JSCE = 2 Equação 3-5 b h δtb 41

63 Figura 3.23 Parâmetros da norma JSCE SF-4. Esta metodologia é menos suscetível aos erros inerentes a determinação do ponto de primeira fissuração ou a valores espúrios de deformação obtidos do ensaio. Os resultados parecem indicar que esta metodologia é mais robusta que a da norma ASTM C1018, no entanto quanto à distinção entre diferentes tipos e volumes de fibras os resultados dão indicações contraditórias quanto à melhor representação dessas diferenças [31]. Por outro lado, a limitação da deflexão máxima prejudica a avaliação de materiais com alto reforço fibroso, como é o caso do estudo atual, cujas deflexões máximas atingem valores mais elevados. Estabelece-se também um compromisso com o tamanho do corpo de prova que afeta os resultados dos fatores de tenacidade. No caso do nosso estudo as deflexões ficaram limitadas a 1,2 mm, pois o vão entre apoios é igual a 180 mm. Por fim, a dependência do tamanho do corpo de prova, faz com que o índice seja qualitativo, porém não permite correlações exatas com as situações reais de campo. Método Banthia-Trottier [34] Em 1995, Banthia, N. e Trottier, J. propuseram um método alternativo para fugir de algumas das limitações citadas anteriorermente, em especial as que se referem a imprecisão na determinação das propriedades mecânicas de primeira fissura, base para o cálculo dos índices de tenacidade [34]. Por outro lado, a proposta separa as energias prépico e pós-pico, de modo a calcular a resistência mecânica pós-pico. Sendo assim, é preciso determinar a carga de pico da curva carga-deflexão, bem mais simples que a 42

64 carga de primeira fissura, que pode ter influência de falhas na moldagem, secagem, distribuição das fibras metálicas e defeitos de superfície. Em misturas refratárias com alto reforço fibroso podem ocorrer até dois picos: um ao final da contribuição da matriz e outro quando as fibras atingem sua capacidade última. Nesse caso, o primeiro pico de carga deve ser utilizado nos cálculos de resistência pós-fissuração. Após a determinação da carga de pico, são calculadas frações da energia de deformação, correspondentes a deflexões múltiplas do tamanho do vão entre apoios (span). O método recomenda que os cálculos sejam limitados a L/150. Esta limitação impõe que a deflexão máxima seja de 1,2 mm. Acontece, porém, que as misturas estudadas apresentaram deflexões maiores que o limite. Várias misturas atingiram valores máximos de deflexão de até 4 mm. Este comportamento não está refletido nos índices calculados utilizando o limite de deflexão de L/150. Neste sentido, foi avaliada a energia de deformação até L/50. Um resumo do procedimento de teste é apresentado no anexo V. A Figura 3.24 é uma representação gráfica da técnica alternativa e das áreas adotadas para cálculo das energias absorvidas pré-pico de carga (E pre ) e pós-pico de carga até uma deflexão correspondente à fração L/m (E post,m ). Figura 3.24 Gráfico esquemático representando as áreas sobre a curva Carga x Deflexão [34]. Ao final, é calculada a resistência pós-pico, ou seja, na região descendente da curva carga x deflexão para a deflexão L/m (PCS m ). Adotamos nesse trabalho as 43

65 seguintes frações: 200, 100 e 50. As frações poderão variar dependendo da mistura e das propriedades mecânicas de pico. A expressão que define a resistência pós-pico é dada por: ( E ) post, m L PCSm = L Equação δ p b h m Essa proposta, apesar de minimizar a dependência da precisão na determinação da carga e deflexão de primeira fissura, apresenta uma limitação quanto ao valor da deflexão de pico. Deflexões de pico muito elevadas acabam por determinar uma impossibilidade de cálculo da energia pós-pico em alguns múltiplos adotados como referência para cálculo da resistência pós-pico. ASTM C 1609 [34] Esta norma avalia a performance à flexão de concretos refratários reforçados com fibras utilizando os conceitos de energia, tenacidade e resistência residual em deflexões específicas, parâmetros esses derivados da curva Carga x Flecha. Para tal, precisam ser determinadas a carga de pico (F p ), nesse caso o primeiro pico, se ocorrerem mais de um durante o ensaio, a deflexão líquida na carga de pico (δ p ), a carga de pico e as tensões residuais correspondentes (resistência residual à flexão) são calculadas conforme expressão abaixo: P L σ f = 2 Equação 3-7 b h A tenacidade, nesse caso, é igual à calculada pela norma japonesa JSCE SF-4, correspondendo a área sobre o gráfico carga x deflexão do ensaio de flexão. Para carga em kn e deflexão em mm, o resultado será a energia para deformação em Joules. Por fim, o parâmetro chamado razão de resistência à flexão equivalente (R 150 ) é calculado conforme expressão abaixo: R 150 T150 b h 150 = 2 σ p 100% Equação

66 Figura 3.25 Esquema de cálculo de parâmetros para o ensaio de flexão segundo o ASTM C1609 [33]. Os parâmetros determinados pela norma ASTM C1609 e um esquema representativo de cada um deles são apresentados na Figura Podem ocorrer ensaios que tenham mais de um pico de carga, em especial aqueles com elevadas adições de fibras. Nesse caso, para fins de cálculo da carga de pico, prevalece o primeiro obtido durante o teste. A resistência residual de flexão será calculada em duas condições: a primeira para uma deflexão de L/600 e a segunda correspondente à deflexão de L/150. As deflexões correspondentes são: δ 600 = 0,3 mm δ 150 = 1,2 mm Ensaio de tração direta [25] Os ensaios de tração direta utilizam o mesmo equipamento da Figura Como no caso anterior, foram realizados ensaios a quente e a temperatura ambiente (residuais), com todas as misturas e nas condições seco a 110 C e queimado a 600 C. Na Figura 3.26 é apresentado um desenho esquemático dos corpos de prova para tração direta e os respectivos moldes. 45

67 (a) Dimensões em cm (b) Figura 3.26 Corpos de prova para tração direta. (a) Dimensões; (b) Moldes. O módulo de elasticidade foi calculado utilizando-se o módulo secante a partir de dois pontos no trecho linear elástico, o primeiro correspondente a 40% da σ TT e o segundo correspondente a uma deformação de 20 µst, conforme expressão que se segue:. σ σ t 2 t1 E t = Equação 3-9 ε ε t 2 Também nesse caso, foram determinados parâmetros de tenacidade baseados nas áreas sobre o gráfico Tensão x Deformação do ensaio de tração. Serão calculados os índices de tenacidade na tração conforme equações 3-10 e 3-11 que se seguem: t1 AREA RTTA ITT p = Equação 3-10 AREAPFT AREA20 ITT20 AREA PFT = Equação

68 Os índices foram calculados para a condição pré-pico (índice p) e para uma deformação de µst, ou seja, para as dimensões do corpo de prova e dos LVDT s instalados nos mesmos, corresponderia a um deslocamento de 1,6 mm Cálculo do volume crítico O volume crítico corresponde ao volume de fibras para o qual o compósito preserva a mesma resistência da matriz após a fissuração. A Figura 3.27 apresenta uma representação esquemática das curvas de tensão x deformação para os diversos comportamentos de compósito. 6 V f > V fcrit 5 σ pft 4 V f = V fcrit s 3 2 V f < V fcrit 1 0 0,0 ε pft 0,5 1,0 1,5 e Figura 3.27 Gráfico esquemático para representação do volume crítico. Ao se atingir o limite de fissuração da matriz teremos: Utilizando a regra das misturas: σ comp comp No limite da fissura da matriz: σ = pft Em ε pft = σ V + σ mat mat mat fib V fib ( V fib ) + fib V fib σ = σ 1 σ comp Após a ruptura da matriz: mat ( V fcrit ) + E fib pft V fcrit σ = σ 1 ε (1) σ = σ V (2) comp fib fcrit Igualando (1) e (2): V fib fcrit fcrit = σ mat ( V fcrit ) + E fib ( σ fib + σ mat E fib ε pf ) = σ mat σ V 1 ε pf V fcrit 47

69 48 pf fib mat fib mat fcrit E V ε σ σ σ + = (3) Ainda recorrendo a regra das misturas temos: ( ) fib m fib fib comp mat m fib fib comp V E V E E V E V E E + = + = 1 Na condição de primeira fissura: ( ) fcrit fcrit m comp fib V V E E E = 1 (4) Combinando as expressões (3) e (4): ( ) pf m fcrit pf m fcrit pf comp mat fib mat fcrit pf fcrit fcrit m comp mat fib mat fcrit E V E V E V V V E E V ε ε ε σ σ σ ε σ σ σ = + = 1 Como: pf m mat E ε σ = Daí: fcrit pf m fcrit pf comp fib mat fcrit V E V E V ε ε σ σ + = pf m pf m pf comp fib fcrit mat fcrit pf m fcrit pf comp fib fcrit E E E V V E V E V ε ε ε σ σ ε ε σ = + = + pf comp fib fcrit E V ε σ = fib pf comp fcrit E V σ ε = Equação 3-12

70 CAPÍTULO 4 4 ANÁLISE DE RESULTADOS 4.1 Ensaios reológicos Ensaio de abatimento do tronco de cone Apresentamos na Tabela 4-1 abaixo, os resultados dos ensaios de abatimento do tronco de cone realizados dentro do quadro da presente pesquisa. Os resultados apresentados correspondem a misturas com adição de 8,5% de água. Para a matriz foi também realizado ensaio com adição recomendada pelo fabricante de 6,75% de água. Mas optou-se pela adição de um teor de água maior (8,5%) para garantir melhor trabalhabilidade às matrizes com altos teores de fibra. O diâmetro de espalhamento é medido pela média de duas direções ortogonais. Tabela 4-1 Resultados do ensaio de abatimento do tronco de cone Mistura Abatimento (mm) Diâmetro de espalhamento (mm) Matriz % massa de fibras metálicas % massa de fibras metálicas % massa de fibras metálicas % massa de fibras metálicas A sequência de ensaio para a matriz com 8,5% de água é apresentada na Figura 4.1. Observe-se que o espalhamento foi de 650 mm, o que permite classificar a mistura, segundo a NBR :2010 [39], como autoadensável SF 1 (espalhamento entre mm). 49

71 (a) (b) (c) Figura 4.1 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone da matriz sem adição de fibras. (a) Início do ensaio; (b) Medida do espalhamento; (c) Bordas sem sinal de exsudação. Na Figura 4.2 é apresentada a sequência do ensaio de abatimento do tronco de cone do material refratário com o teor 4% em massa de fibras metálicas. Essa mistura apresentou um espalhamento de 640mm, que também permite classificar a mistura como autoadensável SF 1 (espalhamento entre mm). Note que não houve segregação, exsudação ou formação de pequenos grumos de fibras metálicas ao longo do disco de espalhamento formado. (a) (b) (c) Figura 4.2 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone com refratário com 4% em massa de fibras metálicas. (a) Início do ensaio; (b) Medida do espalhamento; (c) Não se observa segregação nem exsudação na mistura. Na Figura 4.3 é apresentada a sequência do ensaio para a mistura reforçada com 6% em massa de fibras metálicas. Como se pode observar na Tabela 4-1, embora tenha havido uma piora na reologia do material, o espalhamento de 630 mm permite classificar a mistura como auto-adensável SF 1. A dispersão de fibras ainda está razoavelmente uniforme e não houve segregação nem exsudação na mistura. 50

72 (a) (b) (c) Figura 4.3 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone com refratário com 6% em massa de fibras metálicas. (a) Início do ensaio; (b) Medida do espalhamento; (c) Observa-se alguma exsudação. Na Figura 4.4 é apresentada a sequência do ensaio para materiais com adição de 8% em massa de fibras metálicas. Como se pode observar, a mistura não apresentou um espalhamento como o apresentado pela matriz e pelas misturas reforçadas com 4% e 6% em massa de fibras metálicas. Essa mistura não pode mais ser classificada como autoadensavel e mediu-se o abatimento do tronco de cone (155 mm) para caracterizar a sua trabalhabilidade (ver Tabela 4-1). Elevada segregação, exsudação e acúmulo de fibras na parte central do disco de espalhamento foram observados. Durante a moldagem dos corpos de prova utilizou-se vibração externa (mesa vibratória) por tempo reduzido (entre 10 e 15 segundos) para melhor compactar a mistura nos moldes.. (a) (b) (c) (d) Figura 4.4 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone com refratário com 8% em massa de fibras metálicas. (a) Vertimento no cone; (b) Espalhamento; (c) Exsudação evidente; (d) Medida da altura de caimento. 51

73 Na Figura 4.5 é apresentada a sequência do ensaio para materiais com adição de 10% massa de fibras metálicas. Como se pode observar na Tabela 4-1, não foi possível obter o diâmetro de espalhamento e a altura de abatimento foi a menor em relação aos demais testes. Nesse caso, a exsudação (ver Figura 4.5-d) foi bastante intensa, sendo observada desde o momento da preparação no misturador (ver Figura 4.5-a). Para o efetivo preenchimento dos moldes, durante a preparação dos corpos de prova, fez-se necessário aplicar vibração de intensidade moderada na mesa vibratória por um tempo de cerca de 30 a 40 segundos no total. Além disso, a moldagem das misturas com 10% de fibras foi realizada em duas camadas. (a) (b) (c) (d) Figura 4.5 Sequência de fotos do ensaio de abatimento do tronco de cone com refratário com 10% em massa de fibras metálicas. (a) Exsudação dentro do misturador; (b) Exsudação imediatamente antes do lançamento; (c) Massa ao final do lançamento; 4.2 Ensaios Físicos (d) Exsudação nas bordas da massa espalhada Massa específica Os resultados de massa específica aparente para cada uma das misturas refratárias estudadas mais a matriz com adição de 8,5% de água são apresentados na Figura 4.6 e na 52

74 Tabela 4-2. Variação da massa específica com o aumento do teor de fibras Massa específica (kg/m 3 ) Matriz 4% wt de fibras 6% wt de fibras 8% wt de fibras 10% wt de fibras Mistura 110 C 600 C Figura 4.6 Variação da massa específica com o aumento do teor de fibras Observa-se que a massa específica aumenta com a adição de fibras metálicas. Comparando com a matriz seca a 110 C, a massa específica aumenta de cerca de 2,0%, 5,5%, 5,6% e 7,3%, quando se adicionam, respectivamente, 4%, 6%, 8% e 10% em massa de fibras. O acréscimo da massa específica com o teor de fibras está relacionado com a substituição de parte da matriz que possui massa específica de cerca de kg/m 3 pela fibra metálica que possui densidade de cerca de kg/m 3. Quando se faz a mesma comparação com a matriz queimada a 600 C, os aumentos são de, respectivamente: 2,0%, 4,0%, 5,0% e 6,4%, sendo, portanto, um pouco menores (mas da mesma ordem de grandeza) do que os aumentos observados para a matriz seca a 110 C. Isso se dá porque ocorre, em realidade, uma redução da massa específica da matriz, quando submetida à temperatura de queima, como se observa claramente no gráfico da Figura 4.6, o que não ocorre com a fibra metálica Porosidade Os ensaios realizados indicaram um aumento da porosidade com o aumento do teor de fibras para o refratário queimado a 600 C. O mesmo não foi observado para os refratários somente secos a 110 C, em que se registra aumento significativo apenas na mistura com 8% de fibras. Os resultados de porosidade para cada uma das misturas refratárias estudadas mais a matriz com adição de 8,5% de água são apresentados na Figura 4.7 e 53

75 Tabela 4-2. Para refratários somente secos a 110 C, as variações percentuais da porosidade para as adições com 4%, 6% e 10% em massa de fibras metálicas são muito pequenas (de 0,4% a 1,4%) e estão dentro das variações estatísticas encontradas no ensaio. Em relação às misturas com 8% de fibras, registrou-se um aumento de cerca de 5,9% na porosidade quando comparados a matriz seca a 110 C. Esse resultados está relacionado com a maior dificuldade de preenchimento dos moldes para esse teor de fibras. Como mencionado no capítulo anterior, essa mistura não foi submetida a uma vibração intensa, tendo sido aplicada apenas uma leve vibração por um período muito pequeno de tempo. A menor porosidade da mistura com 10% se explica considerando-se a vibração moderada utilizada no processo de moldagem. 25 Variação da porosidade com o aumento do teor de fibras 20 Porosidade (%) Matriz 4% wt de fibras 8% wt de fibras 8% wt de fibras 10% wt de fibras Mistura 110 C 600 C Figura 4.7 Porosidade Para refratários queimados a 600 C, a porosidade aumentou continuamente com o aumento nas adições de fibras. O aumento da porosidade da matriz queimada a 600 C comparada com a matriz seca a 110 C é de 24,5%. Esse fato se deve à desidratação do concreto. A variação percentual para as misturas reforçadas com, respectivamente, 4%, 6%, 8% e 10% em massa de fibras de aço foi de 5,4%, 7,6%, 6,5% e 9,0%. Observe-se que para a mistura com 8% em massa de fibras o aumento percentual foi menor que o das misturas com 6% e 10% em massa de fibras. 54

76 Tabela 4-2 Variação dos valores de massa específica e porosidade com o aumento Mistura Matriz 4% em massa de fibras 6% em massa de fibras 8% em massa de fibras 10% em massa de fibras Condição 110 o C 600 o C 110 o C 600 o C 110 o C 600 o C 110 o C 600 o C 110 o C 600 o C do teor de fibras metálicas. ρ R (kg/m 3 ) 4.3 Durabilidade ao choque térmico S ME CV ME (%) Porosidade (%) S P CV P (%) ,33 3,95 14,33 0,86 5, ,59 3,02 17,83 0,68 3, ,45 4,03 14,39 0,58 4, ,90 3,66 18,79 0,47 2, ,03 1,50 14,38 0,30 2, ,85 1,37 19,19 0,37 1, ,37 2,41 15,16 0,48 3, ,17 2,69 19,00 0,65 3, ,35 0,53 14,52 0,31 2, ,23 0,62 19,44 0,60 3,11 Os corpos de prova foram submetidos a ciclos térmicos alternando do ambiente do forno em torno de 600 C para um recipiente com água fria a 24 C, onde o corpo de prova ficou por 10 minutos, tempo suficiente para que o corpo de prova atinja a temperatura da água de resfriamento Medição das fissuras Após dez ciclos os corpos de prova eram analisados e fissuras eventualmente surgidas tiveram suas posições e aberturas registradas. Os resultados foram agrupados em gráficos conforme descrito nos itens que se seguem. A variação da abertura das fissuras para as diversas misturas é apresentada na Figura 4.8. Essa variação se aproxima muito de uma relação linear, dessa forma foi construída uma linha de tendência linear e determinada uma taxa de abertura por ciclo. Observam-se dois grupos, o primeiro com a matriz e a mistura refratária com 6% em massa de adição de fibras, cujas taxas são superiores a 0,11 µm/ciclo. Para as 55

77 misturas com 4% e 8% as aberturas médias são muito próximas e as taxas de abertura são inferiores a 0,085 µm/ciclo. Não foi possível avaliar o ensaio com a mistura de 10% de fibras. 30 Abertura de Trincas y = 0,1331x + 17, y = 0,1121x + 16,811 Abertura Média (mm) y = 0,1104x + 4,8888 y = 0,0844x + 6,8696 y = 0,0646x + 8, Matriz - 8,5%H2O Número de Ciclos 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Linear (Matriz - 8,5%H2O) Linear (6% de fibras) Linear (8% de fibras) Linear (4% de fibras) Linear (10% de fibras) Figura 4.8 Variação de abertura das trincas com os ciclos térmicos para a matriz, 4% em massa de fibras, 6% em massa de fibras, 8% em massa de fibras e 10% em massa de fibras. A Tabela 4-3 apresenta a abertura média medida ao final dos 80 ciclos e a taxa de abertura por ciclo. Tabela 4-3 Resumo da abertura e taxa de abertura Abertura Taxa de Mistura média S AM CV AM abertura 80 ciclos ciclo µm µm % µm/ciclo Matriz - 8,5%H 2 O 25,94 5,66 21,8% 0,110 4% de fibras 13,14 3,04 23,2% 0,063 6% de fibras 27,83 3,65 13,1% 0,122 8% de fibras 13,36 3,30 24,7% 0,095 10% de fibras 13,53 3,84 28,4% 0,110 Apresentam-se dois padrões bem definidos de abertura média ao final dos 80 ciclos, aqueles referentes as misturas com 4%, 8% e 10% de fibras, encontram-se na mesma ordem de grandeza (em torno de 13µm) e a matriz e a mistura com 6% de fibras. Em relação às taxas de abertura por ciclo, não se observa padrão de comportamento. 56

78 Ainda assim, não se observa influência da adição de fibras no controle da abertura de trincas que, em última análise, é matriz dependente. O mesmo não se pode afirmar do desempenho mecânico após os ciclos, que serão analisados mais adiante. As curvas específicas para cada trinca levantadas para as misturas de 4% a 8% encontram-se nos ANEXO XII e ANEXO XIII. 4.4 Ensaios Microestruturais Resultados das Análises Termogravimétricas Através das curvas de análise termogravimétrica (TG) e de análise termogravimétrica derivativa (DTG), pretende-se avaliar a presença das principais fases presentes em produtos hidratados de cimento aluminoso e sua decomposição com a temperatura de exposição. A hidratação do cimento aluminoso (CA) gera produtos complexos e ainda não completamente caracterizados. Fases amorfas, pouco cristalinas e cristalinas são formadas com a hidratação, e segundo [40] as seguintes reações podem ocorrer durante a hidratação: CA + 10 H CAH 10 2CA + 11H C 2 AH 8 + AH 3 3CA + 12H C 3 AH 6 + A 2 H 6 2CAH 10 C 2 AH 8 + AH 3 + 9H 3C 2 AH 8 2C 3 AH 6 + AH 3 + 9H Onde: C=CaO; A=Al 2 O 3 e H=H 2 O Assim: CAH 10 =(CaO.Al 2 O 3.10H 2 O) hidratos metaestáveis C 2 AH 8 =(2CaO.Al 2 O 3.8H 2 O) hidratos metaestáveis C 3 AH 6 =(3CaO.Al 2 O 3.6H 2 O) um tipo de hydrogarnet AH 3 = (Al 2 O 3.3H 2 O) - gibsita A quantidade de cada produto depende da temperatura de cura. A Figura 4.9 apresenta os resultados obtidos para o ensaio realizado numa pasta hidratada a 23ºC utilizando a fração fina do concreto refratário utilizado. 57

79 Figura Termogravimetria da pasta hidratada do concreto refratário utilizado De uma forma geral, os picos observados na curva até a temperatura de 250º C indicam uma perda relativa à àgua combinada do gel de gibsita (AH 3 pico a ~96º C), do CAH 10 (pico a ~184º C) e do hydrogarnet C 2 AH 6 (pico a ~220º C). A aproximadamente 300º C observa-se um pequeno pico possivelmente de um tipo de gibsita yah 3. A Figura 4.10 apresenta os resultados dos ensaios termogravimétricos para a pasta exposta a uma secagem a temperatura de 110 C. Os resultados indicam uma forte redução nos picos do gel de gibsita e do CAH 10, permanecendo com grande intensidade apenas o pico do hydrogarnet C 2 AH 6 (pico a ~220º C). Para temperaturas acima de 300ºC são observados alguns picos de pequena intensidade. Para a pasta submetida a uma temperatura de 600 C apenas pequenos picos de difícil identificação são observados (ver Figura 4.11). Estudos mais detalhados e específicos sobre a estabilidade térmica do cimento aluminoso precisam ser realizados para um melhor entendimento do processo de decomposição dos produtos hidratados. 58

80 Comment: BCAST Pasta E-110C Instrument: SDT Q600 V20.5 Build TG % C 97.45% Weight (%) C Cimento Refratário BCAST (Pasta E-110C) Deriv. Weight (%/min) DTG Temperature ( C) Figura 4.10 Termogravimetria da pasta seca a 110º C Universal V4.4A TA Instruments Comment: BCAST Pasta E-600C Instrument: SDT Q600 V20.5 Build TG Cimento Refratário BCAST (Pasta E-600C) 0.14 Weight (%) C 99.76% Deriv. Weight (%/min) 99.6 DTG Temperature ( C) Universal V4.4A TA Instruments Figura 4.11 Termogravimetria da pasta queimada a 600º C Tomografia computadorizada Passamos a discutir os resultados dos exames por tomografia computadorizada, começando pelos perfis tridimensionais gerados utilizando o software Ensight. Os perfis apresentam por códigos de cores regiões da peça examinada cujas densidades e características físico-químicas sejam comparáveis. No caso dos materiais refratários, dependendo da definição utilizada é possível identificar poros, agregados e fibras metálicas. Na Figura 4.12 é apresentado o perfil tridimensional do corpo de prova 03 da matriz seca a 110 C. As manchas escuras são poros, enquanto as manchas mais claras 59

81 são agregados. É possível, também, visualizar a região da fratura no centro da peça. Nesse caso as duas metades do corpo de prova foram posicionadas juntas para realização da tomografia. Planos de corte Longitudinal e Transversal. Fratura Figura 4.12 Perfil tridimensional da matriz. Na Figura 4.13 é apresentado o perfil tridimensional do corpo de prova 01 da mistura com 4% em massa de fibras seca a 110 C. As fibras estão representadas na cor laranja. Observa-se uma distribuição preferencialmente longitudinal das fibras, embora também se observe fibras inclinadas em relação ao plano X-Y. Os planos azuis são planos de corte longitudinal (X-Z) e transversal (X-Y). Nesses planos estão projetadas, em verde, a matriz refratária. Nessa figura não é possível visualizar agregados e poros em função do nível de definição necessário para distinguir as fibras metálicas (ver escala CT no canto inferior esquerdo). O plano de corte longitudinal horizontal (X-Z) indica uma região mais densa de fibras na porção inferior da imagem. O sentido Y positivo indica o sentido de aplicação de carga no ensaio de flexão. Os corpos de prova estão posicionados respeitando a posição original de moldagem, sendo assim a face correspondente a abertura do molde é o plano X-Z superior no ensaio de tomografia. 60

82 Figura 4.13 Perfil tridimensional da mistura com 4% wt de fibras, seca a 110 C. Na Figura 4.14 é apresentado o perfil tridimensional do corpo de prova da mistura com 6% em massa de fibras seca a 110 C. Na Figura 4.15 mostra-se a seção longitudinal da amostra. Observando-se as figuras fica evidente que as fibras estão marcadamente posicionadas na direção longitudinal desse corpo de prova e mais concentradas na porção inferior da amostra. Isso cria uma região de maior densidade de fibras, já que o quarto superior do prisma praticamente é constituído de matriz. A carga no ensaio foi aplicada no sentido X da Figura Figura 4.14 Perfil tridimensional da mistura com 6% wt de fibras, seca a 110 C. 61

83 Figura 4.15 Seção longitudinal do corpo de prova com 6% em massa de fibras, seca a 110 C. Na Figura 4.16 é mostrada uma vista em planta enquanto que na Figura 4.17 é apresentado o perfil tridimensional de distribuição de fibras de um corpo de prova da mistura com 10% em massa de fibras seca a 110 C. Devido ao alto volume de reforço não é possível evidenciar regiões com maior densidade de reforço. Na vista em planta observa-se apenas uma fina camada sem fibras na face oposta a da abertura da fratura (topo da amostra). Também é possível perceber o arrancamento das fibras durante a fratura. Nesse caso, a carga no ensaio foi aplicada no sentido Y. Figura 4.16 Vista em planta da mistura com 10% em massa de fibras, seca a 110 C. 62

84 Figura 4.17 Perfil tridimensional da mistura com 10% em massa de fibras, seca a 4.5 Ensaios Mecânicos 110 C Ensaio de compressão Foram realizados ensaios de compressão a temperatura ambiente (a temperatura ambiente) e na temperatura de 110 o C (a quente). Este último teste fez uso de um forno de aquecimento e instrumentação apropriada para ensaio a quente (Figura 3.18). Os ensaios à temperatura ambiente indicam a resistência residual dos corpos de prova após exposição nas temperaturas de secagem (110 o C) e queima a 600 o C ou 815 o C conforme o caso Matriz Na Figura 4.18 são apresentados os resultados típicos dos ensaios realizados com a matriz sem adição de fibras. Foram ensaiados quatro corpos de prova com a mistura adicionada de 6,75% de água e cinco corpos de prova com adição de 8,5% de água. A queda da resistência mecânica em função da maior adição de água na mistura é significativa (38,75%). A FDT desse material (Anexo III) apresenta os seguintes valores de RCTA: Para o material 110 C: Para o material 815 C: RCTA 110 = 70 MPa RCTA 815 = 85 MPa 63

85 Ou seja, como pode ser notado no gráfico da Figura 4.18, a adição de percentuais de água de 8,5% reduz a resistência mecânica levando a valores inferiores aos da FDT dos materiais queimados a 815 C. Há de se salientar, porém que para as aplicações em referência neste estudo, as temperaturas de uso contínuo estão limitadas a 760 C. É importante enfatizar, também, que os resultados obtidos para as adições de 8,5% de água encontram-se acima dos mínimos requeridos pela norma PETROBRAS, que apresentamos em seguida. Para o material anti-erosivo classe C, 110 C: RMC 110 = 34,3 MPa Para o material anti-erosivo classe C, 815 C: RMC 815 = 29,4 MPa Ensaio de Compressão - Influência do teor de água Matriz - 6,75%H2O Matriz - 8,5%H2O Matriz - 6,75%H2O - Q815 Matriz - 8,5%H2O - Q Tensãp (MPa) Compressão (µst) Figura 4.18 Influência da adição de água na RCTA (Matriz com 6,75% de água e 8,5 % de água) A Figura 4.19 apresenta um resumo de todos os resultados com a matriz com adição de 6,75% e 8,5% de água, com duas condições de tratamento térmico, seco a 110 o C e queimado a 815 o C. São também apresentados em linhas tracejadas os valores de referência do fabricante e os limites requeridos pela norma PETROBRAS N-1728 [3]. 64

86 RCTA - Matriz 140 Matriz - 6,75%H2O Matriz - 6,75%H2O - Q ,01 Matriz - 8,5%H2O Matriz - 8,5%H2O - Q ,01 RCTA (MPa) o o C 69,93 Propriedade da folha de dados 48, ,3 o o C Requisitos da norma NTP Figura 4.19 Resistência à compressão a temperatura ambiente (Matriz com 6,75% de água e 8,5 % de água) A partir dos ensaios de compressão foram determinados os módulos de elasticidade à compressão para as diversas condições de ensaio. A adição de água na mistura resulta em redução do módulo de elasticidade tanto para os corpos de prova somente secos a 110 C quanto nos corpos de prova queimados a 815 C, confirmando a perda de rigidez associada à maior porosidade pela adição de mais água na mistura. Na Figura 4.20, são apresentados os valores médios obtidos para o módulo de elasticidade à temperatura ambiente para as diversas matrizes ensaiadas. A matriz com 6,75% de água, seca a 110 C apresentou, em média, um módulo de elasticidade 34,6% maior que o módulo de elasticidade da mesma mistura com 8,5% de água. A adição maior de água aumenta a porosidade, como já visto no item 5.2.2, o que contribui para a redução da rigidez da matriz. Quando o material é submetido à queima a 815 C, ocorre redução no módulo de elasticidade. Para matrizes com adição de 6,75% de água, essa redução é de 45,3% quando comparados com o módulo de elasticidade da matriz seca a 110 C. 65

87 50 45 Módulo de Elasticidade à Compressão na Temperatura Ambiente - Matriz 110 C 600 C 815 C MEA (GPa) Matriz - 6,75%H2O Matriz - 8,5%H2O Figura 4.20 Módulos de elasticidade à compressão para as diversas condições de ensaio das misturas sem reforço fibroso (matriz) O resumo das propriedades mecânicas obtidas do ensaio de compressão é apresentada na Tabela 4-4. Mistura Tabela 4-4 Propriedades mecânicas à compressão. σ CT (MPa) S RC CV RC E C (GPa) S EC CV EC Matriz - 8,5%H2O ,93 3,26 4,7% 30,08 1,51 5,0% Matriz - 8,5%H2O - Q600 58,26 3,22 5,5% 16,23 0,73 4,5% Matriz - 8,5%H2O - Q815 48,01 4,20 8,7% 15,02 1,11 7,4% Matriz - 8,5%H2O - E110 71,32 4,59 6,4% 31,98 4,00 12,5% 4% de fibras ,34 2,75 3,8% 31,85 1,55 4,9% 4% de fibras - Q600 65,18 3,68 5,7% 13,06 0,29 2,2% 4% de fibras - E110 63,90 10,53 16,5% 30,84 1,77 5,7% 6% de fibras ,74 5,26 7,5% 31,10 0,76 2,5% 6% de fibras - Q600 56,52 2,70 4,8% 11,34 0,67 5,9% 6% de fibras - E110 67,62 1,97 2,9% 31,67 3,27 10,3% 8% de fibras ,51 4,86 7,2% 24,32 0,44 1,8% 8% de fibras - Q600 53,35 2,92 5,5% 8,60 0,33 3,8% 8% de fibras - E110 61,75 5,18 8,4% 23,21 1,31 5,7% 10% de fibras ,13 4,19 5,7% 24,92 2,35 9,4% 10% de fibras - Q600 63,84 0,17 2,1% 7,92 0,17 2,1% 10% de fibras - E110 64,35 2,63 10,0% 26,22 2,63 10,0% Por fim, quando se consideram matrizes queimadas a 815 C, porém com diferentes adições de água, a redução no módulo de elasticidade é de 40,3%. 66

88 A redução nas propriedades mecânicas na faixa de temperaturas entre 500 C e 800 C já havia sido observada anteriormente, por Toledo et al. [46], ver Figura Figura 4.21 Resistência à compressão (medida após pré-aquecimento) para concretos refratários feitos com cimento aluminoso com diferentes agregados. (a) Cromita; (b), (c) e (d) Chamotas de diferentes composições; (e) Corindón. Fonte: Toledo, et al [46] Figuras típicas dos modos de ruptura dos corpos de prova da matriz são apresentadas nas Figura 4.22, Figura 4.23, Figura 4.24 e Figura 4.25, que se seguem. Figura 4.22 Corpos de prova de ensaios a compressão de misturas refratárias secas a 110 C e com adição de 6,75 % de água. Os corpos de prova apenas secos a 110 C, com 6,75% de água apresentaram fragmentação intensa, enquanto aqueles com maior fração de água (8,75%) e/ou queimados a 815 C apresentaram fissuras mais discretas. 67

89 Figura 4.23 Corpos de prova de ensaios a compressão de misturas refratárias secas a 110 C e com adição de 8,5 % de água. Figura 4.24 Corpos de prova de ensaios a compressão de misturas refratárias queimadas a 815 C e com adição de 6,75 % de água. Figura 4.25 Corpos de prova de ensaios a compressão de misturas refratárias queimadas a 815 C e com adição de 8,5 % de água Refratários com reforço de fibras metálicas A adição de fibras metálicas tem como principal objetivo maximizar a capacidade de absorção de deformação ou deslocamento até o colapso total dos materiais refratários, propiciando maior vida útil. 68

90 A Figura 4.26 apresenta as curvas tensão x deformação para as misturas secas a 110 C. Observa-se o aumento da deformação máxima na compressão à medida que se aumenta a adição de fibras metálicas, sendo a adição de 10% massa de fibras a que apresentou maior deformação final à compressão. Por outro lado, a influência da adição de fibras na resistência à compressão na temperatura ambiente (σ CT ) não é significativa para os corpos de prova somente secos a 110 C. Isso fica mais evidente quando se compilam num único gráfico os resultados de σ CT para as diversas misturas submetidas a secagem a 110 C (Figura 4.27). Tensão (MPa) Ensaio de compressão 110 C) 4% de fibras % de fibras % de fibras % de fibras Matriz - 8,5%H2O Compressão (µst) Figura 4.26 Curvas tensão x deformação do ensaio de compressão para as diversas misturas refratárias secas a 110 C e com adição de 8,5 % de água 69

91 90 Resistência a Compressão na Temperatura Ambiente o C Matriz - 8,5%H2O % de fibras % de fibras % de fibras % de fibras s CTA (MPa) Figura 4.27 Sumário de resultados de σ CT para misturas secas a 110 C Nesse caso, o σ CT médio das diversas misturas comparadas com os valores correspondentes à matriz variaram de 4,8% para mais e 1,7% para menos. Ver Tabela 4-4. Para os corpos de prova secos a 110 C e posteriormente queimados a 600 C observa-se uma mudança de tendência. A Figura 4.28 apresenta uma comparação entre os gráficos tensão x deformação para os corpos de prova queimados a 600 C. Se acentua a redução do módulo de elasticidade com o aumento do teor de fibras quando se comparam os ensaios dos corpos de prova somente secos com aqueles expostos a queima a 600 C, confirmando que o dano provocado pela adição de fibras. Por outro lado, a deformação última se mantém elevada para as adições de fibra de 6% em massa e maiores. 70

92 Ensaio de compressão 600 C) Matriz - 8,5%H2O - Q600 4% de fibras - Q600 6% de fibras - Q600 8% de fibras - Q600 10% de fibras - Q Tensãp (MPa) Compressão (µst) Figura 4.28 Curvas tensão x deformação do ensaio de compressão para as diversas misturas refratárias queimadas a 600 C e com adição de 8,5 % de água 80 s CTA o C Matriz - 8,5%H2O - Q600 4% de fibras - Q600 6% de fibras - Q600 8% de fibras - Q600 10% de fibras - Q s CTA (MPa) Figura 4.29 Variação do σ CT após queima a 600 C A Figura 4.29 apresenta a variação do σ CT para as misturas queimadas a 600 C. Nesse caso, observa-se uma maior dispersão dos resultados em comparação com as amostras somente secas a 110 C. O σ CT médio variou, em relação à matriz, nas mesmas condições de queima, de 10,8% para mais e 9,2% para menos. As misturas com 6% e 8% em massa de fibras penalizaram a resistência mecânica residual, enquanto as misturas com 4% e 10% em massa aumentaram o σ CT. 71

93 RCTA - Influência da temperatura de queima C 600 C RCT (MPa) Matriz - 8,5%H2O 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Figura 4.30 Variação do σ CT antes e após queima A passagem pela faixa crítica (545 C a 575 C) provoca uma acentuada redução da σ CT em todas as misturas, com reduções de 12,5% a 28,9% dependendo da mistura, conforme apresentado na Figura Essa redução foi observada por Bazan e Foram também determinados os módulos de elasticidade à compressão com base nos ensaios de compressão a temperatura ambiente. Os resultados correspondentes à matriz com as duas dosagens de água (6,75% e 8,5%), bem como os resultados para corpos de prova secos a 110 C, queimados a 815 C e queimados a 600 C são apresentados na Figura Como se pode observar, o módulo de elasticidade a temperatura ambiente diminui com o aumento da temperatura de queima, sendo que a 600 C, o módulo de elasticidade apresenta valores bem menores que aqueles somente secos a 110 C. No entanto, não há variação tão acentuada quando a queima é realizada a 815 C. A queda do módulo de elasticidade é explicada pela degradação na matriz mostrada pelas análises térmicas (ver item 4.4.1). A partir de 820 C formam-se as ligações cerâmicas, que aumentam a resistência mecânica e a rigidez dos materiais refratários CAC [1]. Entretanto, para as aplicações usuais em refinarias de petróleo, os materiais refratários não atingem essa temperatura e não apresentam ligações cerâmicas. No gráfico da Figura 4.31 são apresentados os valores médios do módulo de elasticidade a temperatura ambiente obtidos dos ensaios de compressão para todas as misturas estudadas. A redução do módulo de elasticidade para os corpos de prova 72

94 submetidos a temperatura de queima de 600 C é muito significativa, independentemente do percentual de fibras adicionado. 35 Módulo de Elasticidade à Compressão na Temperatura Ambiente MEA (GPa) Matriz - 8,5%H2O Matriz - 8,5%H2O - Q600 4% de fibras % de fibras - Q600 6% de fibras % de fibras - Q600 8% de fibras % de fibras - Q600 10% de fibras % de fibras - Q600 Figura 4.31 Variação do módulo de elasticidade das misturas refratárias estudadas. Para a matriz, produzida com adição de 8,5% de água na mistura (mesmo percentual adotado para os corpos com reforço fibroso), a redução do módulo de elasticidade após queima a 600 C, comparado com os corpos de prova simplesmente secos a 110 C, foi de 46,1%. A adição de fibras aumenta essa redução. Para corpos de prova com 4% de fibras, a redução do módulo de elasticidade, após queima a 600 C, é de 60,2% em média. Para corpos de prova com 6% em massa de fibras essa redução é de 62,6% em média. Para corpos de prova com 8% de fibras a redução do módulo de elasticidade é de 64,6%. Finalmente para corpos de prova com 10% de fibras a redução é de 68,2%. Essa redução se explica por um possível dano causado à matriz pela presença dos altos teores de fibras metálicas na mistura. A presença de fibras propicia dois efeito antagônicos, o primeiro é o surgimento de microfissuras e vazios na mistura em função das diferenças no coeficiente de dilatação térmica da matriz e do reforço a essa temperatura. Por outro lado, as fibras reforçam a matriz aumentando a capacidade de absorver deformações. O primeiro efeito reduz o módulo de elasticidade e o segundo efeito aumenta a deformação última. [6] A Figura 4.32 apresenta a variação do módulo de elasticidades entre as misturas com o mesmo percentual de água, agrupadas por tratamento térmico, ou seja, secos a 110 C e queimados a 600 C. 73

95 Módulo de Elasticidade à Compressão na Temperatura Ambiente Matriz - 8,5%H2O 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras 25 MEA (GPa) C 600 C Figura 4.32 Variação do módulo de elasticidade das misturas refratárias estudadas, agrupadas por tratamento térmico. Figuras típicas de ruptura dos corpos de prova fraturados da mistura com 4% em massa de fibras, secos a 110 C são apresentados na Figura Figura 4.33 Corpos de prova com 4% massa de fibras secos a 110 C. As curvas tensão-deformação para as diversas misturas submetidas aos ensaios a quente, na temperatura de 110 C são apresentadas na Figura Mesmo no ensaio a quente não há influência significativa da adição de fibras no limite de resistência como se pode observar nos gráficos tensão x deformação na compressão e na Figura Com o módulo de elasticidade o ensaio a quente, na temperatura de 110 C, não é suficiente para provocar alterações significativas no valor do módulo. As pequenas variações observadas na Figura 4.36 estão dentro das margens estatísticas. 74

96 Ensaio de compressão a 110 C 4% de fibras - E110 6% de fibras - E110 8% de fibras - E110 10% de fibras - E110 Matriz - 8,5%H2O Tensão (MPa) Compressão (µst) Figura 4.34 Curvas tensão x deformação do ensaio de compressão para as diversas misturas refratárias ensaiadas a 110 C e com adição de 8,5 % de água 90 s CT o C Matriz - 8,5%H2O - E110 4% de fibras - E110 6% de fibras - E110 8% de fibras - E110 10% de fibras - E s CT (MPa) Figura 4.35 Variação do σ CT com a adição de fibras, para os ensaios a quente Quanto ao módulo de elasticidade (Figura 4.37), a queda do módulo de elasticidade com a condição do tratamento térmico e com a adição de fibras é bastante acentuada. Contribuem para tal efeito a redução de resistência mecânica da matriz, já comentada anteriormente (Figura 4.21) e os danos provocados na matriz pela diferença de dilatação entre a matriz e as fibras metálicas. Estes danos, no entanto, não são primordiais para o objetivo principal de adição de fibras, que é o aumento da tenacidade. A redução no módulo de elasticidade não é um efeito indesejável nesse caso. 75

97 35 30 Resistência a Compressão - Temp. Amb. X 110 o C 110 C 110 C 25 s CT (MPa) Matriz - 8,5%H2O 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Figura 4.36 Comparação do σ CT obtido dos ensaios a temperatura ambiente e a quente Módulo de elasticidade à Compressão na Temp. Amb. - Matriz com reforço 110 C 600 C 25 MEA (GPa) Matriz - 8,5%H2O 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Figura 4.37 Comparação do Módulo de Elasticidade obtido dos ensaios a temperatura ambiente e a quente Avaliação da tenacidade à compressão A Tabela 4-5 apresenta os parâmetros de tenacidade à compressão das diversas misturas refratárias. São apresentados a energia de deformação pré-fissuração (E PFC ), o Índice de Tenacidade à Compressão pré-pico (ITC p ), o Índice de Tenacidade à Compressão pós-pico até a deformação de oito vezes a de primeira fissura (ITC 8δ ) e, finalmente, o módulo de amolecimento (K t ). 76

98 Observa-se uma redução na energia de deformação pré-fissuração da matriz em relação às misturas com fibras, tanto para as misturas somente secas a 110 C e ensaiadas a temperatura ambiente quanto para as ensaiadas a quente. Após submetidas a queima a 600 C, no entanto, a energia de deformação aumenta significativamente, dado o aumento de porosidade após tratamento térmico e o aumento da deformação de pico, que faz com que o gráfico tensão x deformação se desloque para a direita, conforme pode ser visto nas Figura 4.26 e Figura No gráfico da Figura 4.38 é possível constatar essa tendência entre os materiais queimados a 600 C e os somente secos a 110 C. Tabela 4-5 Tenacidade à compressão 77

99 Energia de deformação - pré-fissuração C 600 C 110 C Epfc (kj) Percentual de Fibras Figura 4.38 Energia de deformação pré-fissuração na compressão. O índice de tenacidade pré-pico, apresentado na Figura 4.39, não possui o mesmo comportamento quando se comparam os resultados para os corpos na condição seco a 110 C com os da condição queimado a 600 C. Nesta última condição o aumento do teor de fibra não contribui para o aumento do índice. No item 4.6 será avaliada a grande diferença de expansão térmica entre o aço inoxidável e a matriz refratária. O mesmo efeito pode ser observado no índice de tenacidade pós-pico (Figura 4.40). 78

100 Indice de Tenacidade na Compressão - pré-pico 10,0 110 C 600 C 110 C 7,5 ITC p 5,0 2,5 0, Percentual de Fibras Figura 4.39 Tenacidade pré-pico Indice de Tenacidade na Compressão - pós-pico 20,0 110 C 600 C 110 C 15,0 ITC 8d 10,0 5,0 0, Percentual de Fibras Figura Tenacidade pós-pico O módulo de amolecimento (K t ) é apresentado na Figura Quanto menor o valor de Kt maior a tenacidade da mistura. Nesse sentido com 8% e 10% apresentam os menores valores. O ganho de tenacidade, por esse critério, não é tão significativo entre 8% e 10%. Para as misturas queimadas a 600 C observa-se uma tendência de aumento do Kt, o que indica que, pelo menos para a compressão, que o ponto ótimo de adição de fibras seria a mistura com 8% de fibras. 79

101 Módulo de Amolecimento - K t 10,0 7,5 110 C 600 C 110 C K t (GPa) 5,0 2,5 0, Percentual de Fibras Figura 4.41 Módulo de amolecimento Ensaio de flexão Foram realizados ensaios de flexão à temperatura ambiente (a temperatura ambiente) e na temperatura de 110 o C (a quente). Destes ensaios serão levantados os índices de tenacidade à flexão, utilizando quatro diferentes metodologias, a primeira definida pela norma ASTM C1018 [30]; a segunda conforme a norma Japonesa JSCE SF4 [32]; a terceira utilizando o método proposto por Banthia-Trotier [34]; e, finalmente, a terceira com base na norma ASTM C 1609 [33] Resistência à Flexão e Tensão de Primeira Fissura Foram ensaiadas as misturas: matriz com adição de 8,5% de água e as reforçadas com teores de fibras metálicas (em massa) de 4%, 6%, 8% e 10%. A matriz tem um comportamento frágil e, ao ser atingido o limite de carga, falha em uma única fissura que provoca a ruptura completa do corpo de prova em duas partes. O ensaio da matriz para as duas condições de preparação 110 C e 600 C) é apresentado na Figura Como nos demais ensaios, confirma-se a queda na resistência mecânica e na inclinação da curva Força x Deflexão quando o sistema é submetido à queima a 600 C. 80

102 8,0 7,0 Ensaio de Flexão a Frio - Matriz 110 o C CP2-8,5%H2O-110 CP1-8,5%H2O-Q600 6,0 5,0 Força (kn) 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 Flecha (mm) Figura 4.42 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão do corpo de prova com a matriz com adição de 8,5% de água. Para os corpos de prova secos a 110 C, a flecha final média foi de 0,05 mm e a resistência à flexão à temperatura ambiente média (σ FT ) foi de 16,24 MPa. Para os corpos de prova queimados a 600 C, a flecha final média foi de 0,20 mm e a σ FTA média foi de 11,77 MPa. O resumo dos resultados dos ensaios de flexão à temperatura ambiente é listado na Tabela 4-6 e na Tabela 4-7. Tabela 4-6 Resistência à Flexão e deflexão correspondente. Mistura Condição σ FT (MPa) S FT CV FT δ p (mm) S FM CV FM Matriz - 8,5%água 4% em massa de fibras 6% em massa de fibras 8% em massa de fibras 10% em massa de fibras 110 C 16,24 1,06 6,51% 0,05 0,010 22,1% 600 C 11,77 0,57 4,82% 0,08 0,052 67,2% 110 C 17,21 1,86 10,8% 0,08 0,017 22,4% 110 C 24,07 1,11 4,60% 0,71 0,145 20,3% 600 C 18,51 1,23 6,65% 0,31 0,021 6,86% 110 C 29,38 3,00 10,2% 0,37 0,033 9,00% 110 C 34,45 1,80 5,22% 0,48 0,260 54,3% 600 C 26,23 1,29 4,93% 0,84 0,385 45,8% 110 C 34,20 3,45 10,1% 0,48 0,20 4,10% 110 C 30,79 3,25 10,6% 0,86 0,192 22,4% 600 C 28,83 1,94 6,74% 1,78 0,482 27,1% 110 C 29,68 1,31 4,40% 0,89 0,451 50,5% 110 C 38,82 2,00 5,15% 1,35 0,255 18,9% 600 C 31,16 1,58 5,07% 1,33 0,126 9,46% 110 C 34,91 2,37 6,80% 0,76 0,23 3,00% 81

103 Tabela 4-7 Tensão e deflexão de primeira fissura. Mistura Condição σ pff (MPa) S pff CV pff δ pff (mm) S dff CV dff 4% em massa de fibras 6% em massa de fibras 8% em massa de fibras 10% em massa de fibras 110 C 16,31 0,69 4,20% 0,08 0,014 17,92% 600 C 15,90 2,29 14,4% 0,19 0,025 13,50% 110 C 15,61 2,00 12,8% 0,07 0,011 15,63% 110 C 21,08 4,50 21,3% 0,07 0,010 15,17% 600 C 17,46 0,21 1,21% 0,21 0,058 27,39% 110 C 19,50 3,04 15,87% 0,10 0,05 49,66% 110 C 18,73 2,06 11,07% 0,17 0,106 62,27% 600 C 18,30 1,20 6,58% 0,26 0,047 18,25% 110 C 17,75 0,55 3,09% 0,15 0,021 14,19% 110 C 18,87 2,05 10,9% 0,04 0,037 94,44% 600 C 15,85 2,76 17,4% 0,26 0,091 34,61% 110 C 17,05 1,34 7,83% 0,11 0,04 36,79% Quanto aos corpos de prova com fibras metálicas, ao contrário do que ocorre no caso do ensaio de compressão, a resistência à flexão na temperatura ambiente (σ FT ) é significativamente aumentada em comparação com a matriz. Além disso, a flecha máxima também aumenta significativamente, como pode-se observar pelos resultados apresentados nas Tabelas 4-5 e 4-6. O gráfico da Figura 4.43 apresenta os resultados de carga x deflexão do ensaio de flexão a temperatura ambiente para todas as misturas com adição de fibras na condição seca a 110 C, enquanto o gráfico da Figura 4.44 apresenta os resultados para a condição de queima a 600 C. Por fim o gráfico da Figura 4.45 apresenta os gráficos Carga x Deflexão para o ensaio a quente. 82

104 20 15 Ensaio de Flexão a Frio o C 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Matriz - 8,5%H2O Força (kn) ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 Flecha (mm) Figura 4.43 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão dos corpos de prova secos a 110 C com a matriz e misturas reforçadas com 4%, 6%, 8% e 10% em massa de fibras Ensaio de Flexão a Frio o C 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Matriz - 8,5%H2O Força (kn) Flecha (mm) Figura 4.44 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão dos corpos de prova queimados a 600 C com a matriz e misturas reforçadas com 4%, 6%, 8% e 10% em massa de fibras. 83

105 20 15 Ensaio de Flexão a Quente o C 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Matriz - 8,5%H2O Força (kn) ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 Flecha (mm) Figura 4.45 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão dos corpos de prova ensaiados a 110 C com a matriz e misturas reforçadas com 4%, 6%, 8% e 10% em massa de fibras. Na Figura 4.46 é apresentada a variação da RFTA com a adição de fibras. Tanto para os corpos de prova secos a 110 C quanto para os corpos de prova queimados a 600 C, observa-se a mesma tendência de aumento da RFTA com o aumento do teor de fibras. No entanto, para misturas com 8% de fibras, a RFTA decresce. Essa inflexão no gráfico para o teor de 8% de fibras se repete nas duas condições, não estando, portanto associada à queima ou ao processo de secagem. O fato de a preparação da mistura com 10% de fibras ter sido auxiliada por vibração da mesa explica esse melhor desempenho. A vibração foi aplicada para auxiliar o preenchimento das formas, devido à baixa trabalhabilidade da mistura de maior teor de fibras. 84

106 RFTA RFTA (MPa) % de fibras 110 C 600 C Linear 600 C) Linear 110 C) Figura 4.46 Variação da RFTA com o percentual de adição de fibras. A resistência à flexão é uma propriedade importante para as aplicações em Refinarias de Petróleo por se tratar do maior esforço aos quais as cascas cilíndricas revestidas estão submetidas, seja pela ação do peso próprio da tubulação, seja pela dilatação térmica global e diferencial ao qual estão submetidos tanto a casca metálica quanto o revestimento refratário. Para adições de 10% de fibras foram obtidos aumentos médios de resistência à flexão de 139,1% e 164,8% quando comparados com a matriz seca a 110 C e queimada a 600 C, respectivamente. A mesma comparação foi realizada com a flecha relativa à carga máxima, cujo gráfico é apresentado na Figura Nesse caso, observa-se ainda uma inflexão na mistura com 8% de fibras, porém os gráficos das condições seco a 110 e queimado a 600 C se cruzam naquele ponto. Para todas as misturas a flecha máxima ultrapassa os 2 mm. No entanto, por se tratar de uma medida de final de ensaio este valor serve apenas para uma indicação da contribuição das fibras metálicas para o aumento da capacidade dos materiais reforçados em absorver deformação assumindo um comportamento mais tenaz. 85

107 Flecha na carga de pico 2,5 110 C 600 C 110 C Linear 600 C) Linear 110 C) Linear 110 C) 2,0 Flecha na carga de pico (mm) 1,5 1,0 0,5 0, % de fibras Figura 4.47 Variação da RFTA com o percentual de adição de fibras Análise de tenacidade na flexão A capacidade de absorver energia de um determinado material pode ser avaliada adotando-se metodologias que permitam quantificar a quantidade de energia requerida para deformar o corpo de prova no ensaio de flexão que passamos a discutir a seguir Índice de tenacidade conforme ASTM C 1018 Os índices de tenacidade segundo o ASTM C 1018 são números obtidos da relação entre a área abaixo do gráfico força-deflexão do ensaio de flexão, para um valor de deflexão específico dividido pela área correspondente à primeira fissura. E N I N = Equação 4-1 EPF A precisão do cálculo do índice é dependente da precisão na determinação dos valores de carga e deflexão no momento da primeira fissura. Para essa determinação foram avaliadas duas metodologias: a primeira, escolhendo com auxílio do gráfico carga x deslocamento e nas planilhas de ensaio o ponto onde a curva muda de inclinação ou foge da linearidade; a segunda metodologia foi buscar nas fotos tiradas durante o ensaio o momento em que surge a primeira fissura. As fotos foram tiradas em intervalos de 15 s e os dados do ensaio também são cronometrados com intervalos de 1 s, por isso é possível confrontar os dois valores obtidos e verificar o nível de precisão do valor de primeira fissura. 86

108 Apresentamos a seguir um exemplo do uso desse procedimento para o corpo de prova CP1 da mistura com 4% de fibras, ensaiados a temperatura ambiente e somente seco a 110 C. O gráfico deste ensaio é apresentado na Figura Ensaio de Flexão a frio (4% fibras) o C - CP Força (kn) ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 Deslocamento (mm) Figura 4.48 Gráfico Carga x Deflexão do ensaio de flexão do corpo de prova CP1, com 4% de fibras e seco a 110 C. A linha em azul do gráfico da Figura 4.48 corresponde a área calculada utilizando a metodologia do ASTM C1018 e da norma JSCE SF-4. O círculo assinala o ponto adotado como o de ocorrência da primeira fissura. As fotos tiradas durante o ensaio evidenciam a fissura entre 5 30 e A Figura 4.49 apresenta a sequência de fotos no intervalo entre 5 30 e A fissura fica mais evidente no instante 6 00, no entanto já é visível a Tabela 4-8 Parâmetros utilizados na determinação do índice de tenacidade segundo o ASTM C1018. Tempo f pf (kn) δ pf (mm) I 5 (kn.mm) Origem ,425 0,09 6,0 Gráfico ,738 0,1 5,7 Fotos 87

109 (a) (b) (c) Figura 4.49 Sequência de fotografias do ensaio de flexão do CP1 com 4% de fibras seco a 110 C. (a) 5 30 ; (b) 5 46 ; (c) Na Tabela 4-8 são apresentados os parâmetros para cálculo do índice de tenacidade segundo a metodologia do ASTM C1018, utilizando a leitura direta no gráfico e a outra utilizando a observação das fotos do ensaio. Observa-se uma diferença de 5% entre os índices calculados utilizando os dois procedimentos (gráfico x 88

110 fotográfico). Decidiu-se por adotar a leitura direta dos dados coletados no ensaio, utilizando o registro fotográfico como uma verificação da seleção. Na Figura 4.50 são apresentados os resultados dos índices de tenacidade para os corpos de prova secos a 110 C. O grande benefício do aumento dos teores de fibras é sensível nos índices de tenacidade que englobam as flechas maiores, quais sejam I20, I30 e I50. Este último é especialmente aumentado pela adição de fibras metálicas. Nos índices menores (I5 e I10) há pouco ou nenhum benefício observável. Observa-se uma queda maior do índice I50 para teores de 6% em massa, o que se situa na faixa de variação estatística do coeficiente de variação. 90 Índice de tenacidade para os materiais secos a 110 o C (ASTM C1018) Índice de Tenacidade Percentual de fibras I5 I10 I20 I30 I50 Figura 4.50 Variação dos índices de tenacidade com o aumento do teor de fibras para misturas secas a 110 C Na Figura 4.51 são apresentados os resultados dos índices de tenacidade para os corpos de prova queimados a 600 C. Nesse caso, também se confirma a maior influência da adição de fibras nos índices I20, I30 e I50. Esses índices estão associados com as porções mais à direita das curvas carga x deflexão, ou seja para maiores valores de deflexão. O aumento do índice I50 é o mais significativo, confirmando a maior capacidade de absorção de grandes deflexões das frações com 10% em massa de fibras. Na Tabela 4-9, são apresentados os índices médios obtidos para todas as misturas submetidas a queima a 600 C, onde se pode observar que a presença de maiores teores de fibras só influencia os índices relacionados às maiores deflexões (I30 e I50). Não há influência significativa nos índices relacionados com as menores delfexões, exceto o I20 quando o índice se reduz. Isso se deve à influência da redução 89

111 dos valores de propriedades de primeira fissura (tensão e deformação). 45 Índice de tenacidade para os materiais queimados a 600 o C (ASTM C1018) Índice de Tenacidade Percentual de fibras I5 I10 I20 I30 I50 Figura 4.51 Variação dos índices de tenacidade com o aumento do teor de fibras para misturas queimadas a 600 C Tabela 4-9 Índices da norma ASTM C1018. Mistura Parâmetro I5 I10 I20 I30 I50 4% de fibras Média 5,61 12,58 27,31 41,89 64,61 Desvio Padrão 0,44 1,08 1,94 1,09 4,81 Coef. Variação 7,90% 8,58% 7,10% 2,61% 7,44% 4% de fibras - Q600 Média 5,46 11,07 20,35 25,16 27,02 Desvio Padrão 0,45 1,50 3,35 6,25 9,28 Coef. Variação 8,31% 13,54% 16,47% 24,84% 34,33% 4% de fibras - E110 Média 5,86 13,51 29,63 43,24 64,61 Desvio Padrão 0,54 1,61 2,63 4,18 7,49 Coef. Variação 9,19% 11,94% 8,88% 9,67% 11,59% 6% de fibras Média 6,22 11,87 25,89 37,71 56,91 Desvio Padrão 0,84 1,59 5,82 9,78 13,20 Coef. Variação 13,51% 13,40% 22,49% 25,94% 23,19% 6% de fibras - Q600 Média 5,70 12,69 22,30 26,53 27,47 Desvio Padrão 0,58 1,49 0,43 6,42 7,75 Coef. Variação 10,16% 11,76% 1,94% 24,21% 28,21% 6% de fibras - E110 Média 5,94 12,98 25,32 38,61 56,10 Desvio Padrão 0,48 1,75 4,94 8,25 18,05 Coef. Variação 8,01% 13,47% 19,49% 21,36% 32,18% 8% de fibras Média 5,62 12,54 27,48 40,24 70,74 Desvio Padrão 0,30 1,20 2,23 5,07 2,86 Coef. Variação 5,30% 9,58% 8,12% 12,59% 4,04% 90

112 Mistura Parâmetro I5 I10 I20 I30 I50 8% de fibras - Q600 Média 5,87 12,67 28,80 34,89 34,89 Desvio Padrão 0,27 1,59 2,51 1,89 1,89 Coef. Variação 4,66% 12,54% 8,73% 5,42% 5,42% 8% de fibras - E110 Média 6,04 13,17 27,97 39,41 48,83 Desvio Padrão 0,24 1,14 2,19 7,44 18,88 Coef. Variação 4,00% 8,65% 7,82% 18,89% 38,67% 10% de fibras Média 5,82 13,51 31,86 51,16 84,64 Desvio Padrão 0,55 1,83 5,16 8,52 11,92 Coef. Variação 9,45% 13,53% 16,21% 16,65% 14,08% 10% de fibras - Q600 Média 6,10 14,39 29,74 39,29 41,75 Desvio Padrão 0,89 3,08 5,39 5,40 13,25 Coef. Variação 14,65% 21,38% 18,14% 13,75% 31,74% 10% de fibras - E110 Média 5,96 14,34 29,52 30,62 62,85 Desvio Padrão 0,35 0,49 3,31 3,49 17,54 Coef. Variação 5,91% 3,40% 11,22% 11,38% 27,92% Tenacidade e Fator de Tenacidade segundo a norma JSCE-SF4 A norma japonesa JSCE-SF4 apresenta uma metodologia dependente das dimensões do corpo de prova. Portanto os índices não são comparáveis a menos que se utilizem os mesmo corpos de prova. Além disso, a flecha máxima é limitada a uma fração de 1/150 do vão entre apoios. No caso dos ensaios realizados na presente dissertação quando foi adotado um vão livre de 180 mm a flecha máxima adotada foi: δ max = 1,2 mm A Figura 4.52 apresenta a variação da tenacidade com a adição de fibras. A tenacidade para os corpos secos a 110 C aumenta quanto maior o teor de reforço. No entanto, para os ensaios a quente ou para os corpos de prova submetidos a queima a 600 C, não se observa ganho de tenacidade a partir de 8% em massa de fibras. Esse efeito pode estar associado ao dano provocado na matriz pelas tensões induzidas pelas fibras devido à dilatação térmica diferencial entre as fibras metálicas e a massa refratária. O mesmo efeito se observa quando se avalia o Fator de Tenacidade, apresentado na Figura

113 Tenacidade (JSCE SF-4 / ASTM C1609) T JSCE (J) Misturas 110 C 600 C 110 C Figura 4.52 Tenacidade segundo a norma JSCE SF-4. Fator de Tenacidade (F JSCE ) F JSCE (MPa) Misturas 110 C 600 C 110 C Figura 4.53 Fator de tenacidade segundo a norma JSCE SF Método Banthia-Trottier O método proposto por Banthia-Trottier não tem a dependência com as propriedades de primeira fissura, porém os parâmetros são dependentes das dimensões dos corpos de prova. A Figura 4.54 apresenta a variação de energia pré-pico com a adição de fibras metálicas. É possível perceber que há uma redução da energia para adições de 10% de fibras, para os corpos de prova queimados a 600 C e para os ensaiados a quente a 110 C. Para os corpos ensaiados a temperatura ambiente e simplesmente secos a 110 C, 92

114 há tendência de aumento da energia pré-pico a partir de 6% em massa de adição de fibras. Essa redução não está necessariamente associada com uma perda de tenacidade global da mistura com a adição de fibra. Em realidade, o deslocamento da deflexão de pico com o aumento do teor de fibras, faz com que a distribuição de energias pré e póspico se altere. Energia pré-pico (Banthia-Trotier) Energia Pré-pico (J) Percentual de fibras 110 C 600 C 110 C Linear 600 C) Linear 110 C) Linear 110 C) Figura 4.54 Energia pré-pico, método Banthia-Trotier. A Figura 4.55 apresenta a resistência residual pós-pico na condição seco a 110 C para três diferentes limites de deflexões: 0,9 mm (L/200), 1,8 mm (L/100) e 3,6 mm (L/50). No caso das misturas secas a 110 C, o primeiro limite de deflexão (0,9 mm) só é disponível para misturas com adições de fibra de 4% e 6% em massa, isto se deve ao fato de que para as adições de 8% e 10% em massa, o limite de deflexão de 0,9 mm é menor que a deflexão de pico (δ p ). 93

115 Resistência residual pós-pico - o C (Banthia-Trotier) PCS (MPa) Percentual de fibras PCS200 PCS100 PCS50 Figura 4.55 Energia pós-pico para a condição de misturas secas a 110 C, método Banthia-Trotier. 40 Resistência residual pós-pico o C (Banthia-Trotier) PCS (MPa) Percentual de fibras PCS200 PCS100 PCS50 Figura 4.56 Energia pós-pico para a condição de misturas queimadas a 600 C, método Banthia-Trotier. 94

116 Tabela 4-10 Resumo dos parâmetros de tenacidade calculados pelo método Banthia-Trotier. Pré-pico Pós-pico E pre S EPRE CV EPRE PCS 200 S PCS200 CV PCS200 PCS 100 SP CS100 CV PCS100 PCS 50 SP CS50 CV PCS50 Mistura kn.mm % MPa % MPa % MPa % 4% de fibras ,57 1,14 13,25% 16,32 2,00 12,28% 15,70 2,31 14,74% 12,39 1,68 13,57% 4% de fibras - Q600 8,14 3,96 48,69% 10,93 0,00 0,00% 22,26 0,76 3,43% 28,10 5,12 18,23% 4% de fibras - E110 5,56 1,29 23,22% 16,68 2,64 15,84% 14,52 2,48 17,09% 12,17 3,23 26,58% 6% de fibras ,63 2,93 23,17% 18,14 18,14 100,00% 18,29 0,27 1,46% 15,56 1,49 9,57% 6% de fibras - Q600 9,32 5,97 64,07% 13,85 4,83 34,89% 15,89 1,54 9,71% 8,75 1,28 14,64% 6% de fibras - E110 7,13 2,73 38,32% 28,69 4,68 16,30% 22,66 3,39 14,97% 17,83 3,78 21,20% 8% de fibras ,21 2,40 19,65% 19,81 0,00 0,00% 20,80 0,98 4,72% 10,42 1,67 16,06% 8% de fibras - Q600 18,39 10,30 56,03% 14,58 0,00 0,00% 17,89 2,21 12,35% 11,79 2,51 21,30% 8% de fibras - E110 12,13 6,05 49,86% 0,00 0,00 #DIV/0! 18,06 5,37 29,74% 13,36 7,34 54,95% 10% de fibras ,05 8,97 47,11% N.D. N.D. N.D. 22,99 3,36 14,63% 16,51 1,48 8,93% 10% de fibras - Q600 15,77 1,92 12,18% N.D. N.D. N.D. 18,73 1,27 6,76% 18,48 0,10 0,57% 10% de fibras - E110 9,87 3,81 38,63% 17,26 3,88 22,48% 15,19 2,92 19,25% 14,09 3,10 22,03% ASTM C1609 Os parâmetros de tenacidade para todas as misturas são listados na Tabela A tenacidade dos materiais reforçados com fibras definida na norma ASTM C1609 é calculada em Joules da mesma forma que na norma JSCE SF-4, apresentada no item Tabela 4-11 Parâmetros de tenacidade da norma ASTM C1609. T 150 S T150 CV T150 R 150 S R150 CV R150 Mistura J % % % 4% de fibras ,64 1,69 13,39% 93,0% 0,12 12,63% 4% de fibras - Q600 9,27 1,82 19,59% 66,3% 0,08 11,60% 4% de fibras - E110 13,02 1,66 12,78% 102,0% 0,23 23,00% 6% de fibras ,42 0,35 2,26% 93,7% 0,18 19,33% 6% de fibras - Q600 11,64 0,37 3,16% 80,1% 0,04 4,37% 6% de fibras - E110 16,95 0,12 0,71% 95,6% 0,03 3,11% 8% de fibras ,92 2,89 19,36% 95,8% 0,18 18,36% 8% de fibras - Q600 12,14 0,41 3,35% 79,3% 0,07 8,94% 8% de fibras - E110 14,84 2,57 17,32% 89,4% 0,03 2,99% 10% de fibras ,28 1,32 7,23% 119,2% 0,05 4,22% 10% de fibras - Q600 11,87 0,87 7,31% 78,3% 0,00 0,40% 10% de fibras - E110 15,34 1,18 7,67% 108,7% 0,15 13,82% A Tabela 4-12 apresenta a resistência residual nas duas deflexões especificadas pela norma ASTM C1609: L/150 e L/

117 Tabela 4-12 Resistência residual σ 600 S S600 CV S600 σ 150 S S150 CV S150 Mistura MPa % MPa % 4% de fibras ,38 1,97 12,03% 14,77 1,46 9,92% 4% de fibras - Q600 9,17 1,13 12,29% 11,66 4,20 35,98% 4% de fibras - E110 18,41 2,46 13,34% 13,90 2,61 18,81% 6% de fibras ,87 1,73 9,66% 20,14 2,79 13,85% 6% de fibras - Q600 13,64 1,34 9,82% 15,64 2,15 13,72% 6% de fibras - E110 21,36 2,67 12,52% 19,70 4,39 22,27% 8% de fibras ,58 4,19 23,85% 20,67 1,91 9,22% 8% de fibras - Q600 13,35 0,92 6,90% 18,37 1,57 8,54% 8% de fibras - E110 16,65 1,13 6,79% 20,72 2,96 14,28% 10% de fibras ,77 1,58 7,62% 24,56 2,24 9,13% 10% de fibras - Q600 11,75 0,91 7,77% 19,55 1,51 7,75% 10% de fibras - E110 17,65 2,02 11,47% 21,18 1,47 6,94% Os gráficos das Figura 4.57 e Figura 4.58 apresentam a variação da resistência à flexão residual das diversas misturas nas diversas condições de análise. nas duas deflexões especificadas pela norma ASTM C1609: L/150 e L/ Resistência residual à flexão - s C 600 C 110 C Linear 600 C) Linear 110 C) Linear 110 C) Resistência Residual à Flexão s600 (MPa) % de fibras Figura 4.57 Resistência à Flexão Residual para a deflexão de 0,3 mm (L/600) 96

118 Resistência residual à flexão - s C 600 C 110 C Linear 600 C) Linear 110 C) Linear 110 C) Resistência Residual à Flexão s150 (MPa) % de fibras Figura 4.58 Resistência à Flexão Residual para a deflexão de 1,2 mm (L/150) Ensaio de tração Os ensaios de tração pura, pouco usuais para materiais refratários, foram realizados à temperatura ambiente (a temperatura ambiente) e na temperatura de 110 o C (a quente). Os ensaios à temperatura ambiente indicam a resistência a tração residual dos corpos de prova após exposição às temperaturas de secagem (110 o C) ou a queima a 600 o C. As propriedades mecânicas obtidas não tem referência em normas técnicas nem em folhas de dados de fabricantes, mas são de especial interesse para avaliar misturas refratárias com adição de fibras. Na Figura 4.59 são apresentados os gráficos de tensão x deformação no ensaio de tração direta. Em realidade, após a tensão de pico o que temos é a abertura das fissuras que se formam com a progressão da falha da matriz, limitadas pelas fibras de aço que atuam como reforço. 97

119 6 Ensaio de Tração 110 C) 5 4 Tensão (MPa) Deformação / Abertura de Trinca (µst) Matriz 8,5% H2O % de fibras % de fibras % de fibras % de fibras Figura 4.59 Curva Tensão x deformação do ensaio de tração na temperatura ambiente para misturas C. Na Figura 4.60 é apresentada a variação de σ TT com a adição de fibras para as duas condições de tratamento, seco a 110 C e queimado a 600 C, bem como no ensaio a 110 C. 7 Resistência a Tração 6 5 s TT (MPa) Percentual de Fibras (%) 110 C 600 C 110 C Figura 4.60 Variação da resistência à tração com a adição de fibras. Para as misturas secas a 110 C, observa-se uma redução na resistência à tração residual em relação à resistência da matriz de 31,2%, para uma adição de 4% de fibras. Para 6% de fibras, a redução diminui para 16,8% e, a partir daí a resistência à tração aumenta, em relação à matriz, de 6,9% (8% de fibras) e 10,4% (10% de fibras). 98

120 Quando submetidos a temperatura de 600 C, durante o processo de queima, o comportamento com à tração se altera com a adição de fibras. Nesse caso, os testes com a matriz não puderam ser realizados, mas o aumento da resistência à tração entre 4% e 6% ocorre novamente, mas, com 8% ocorre uma redução acentuada de resistência à tração. Para as misturas com 10% de fibras, em todos os casos, há um aumento da resistência à tração em relação às misturas com 8% de fibras. Contribui para esse comportamento a moldagem com vibração nos corpos de prova com 10% de fibras. A exposição à temperatura, seja no processo de queima à 600 C, seja nos ensaios a quente a 110 C, afeta a σ TT a partir das adições de 6%. Nesse caso, contribui para esse comportamento a degradação provocada pelas fibras devido à dilatação térmica diferencial entre o aço inoxidável e o concreto refratário, como veremos no item 5.5. A redução da resistência mecânica do concreto refratário é esperada quando se expõe o corpo de prova a temperatura de 600 C. Isso foi observado nos ensaios à compressão (item 5.3.1) e a flexão (5.3.2). Os desvios observados no gráfico da Figura 4.60 entre 4% e 6% estão dentro dos coeficientes de variação estatística obtidos nos ensaios, no entanto os resultados apresentam outra contribuição importante que está associada ao teor de fibras. Um resumo das propriedades à tração obtidas para as diversas misturas encontra-se na Tabela Tabela 4-13 Propriedades mecânicas das misturas submetidas ao ensaio de tração à temperatura ambiente. Mistura Matriz 4% de fibras 6% de fibras Condição 110 o C 600 o C 110 o C 600 o C 110 o C 600 o C (MPa) σ TT S RTTA CV RT (%) (GPa) E T S ME CV MT (%) 4,77 0,28 5,9% 28,35 5,05 17,81% 2,36 0,25 10,4% 24,56 3,15 12,82% 3,25 0,23 7,0% N.D. N.D. N.D. 4,20 0,25 5,9% N.D. N.D. N.D. 3,51 0,34 9,7% N.D. N.D. N.D. 3,75 0,31 8,4% N.D. N.D. N.D. 99

121 8% de fibras 10% de fibras 110 o C 600 o C 110 o C 600 o C 4,76 0,43 9,1% N.D. N.D. N.D. 3,86 0,30 7,9% N.D. N.D. N.D. 5,38 0,47 8,8% N.D. N.D. N.D. 4,44 0,24 5,4% N.D. N.D. N.D. A Tabela 4-14 apresenta a comparação entre as σ TT médias das diversas misturas submetidas às duas condições de preparação. Tabela 4-14 Comparação entre σ TT a temperatura ambiente para misturas secas a 110 C e queimadas a 600 C σ TT (Mpa) Mistura 110 C 600 C Variação Matriz - 8,5%água 4,77 N.D. N.D. 4% de fibras 3,25 4,20 29,13% 6% de fibras 3,51 3,75 6,73% 8% de fibras 4,76 3,86-18,95% 10% de fibras 5,38 4,44-17,43% Cálculo do volume crítico Com os dados obtidos de ensaio pode-se calcular o volume crítico. O valor de tensão limite de ruptura das fibras foi apresentado na Tabela 3-2. Foram utilizados os valores médios de módulo de elasticidade do compósito (E comp ) e a deformação de primeira fissura (ε pft ) obtidos dos ensaios mecânicos apresentados até aqui. Os valores adotados são apresentados abaixo, bem como o volume crítico correspondente. Pelos resultados, todas as misturas encontram-se acima do volume crítico, o que está aderente com os resultados obtidos nos ensaios. Volume Crítico E comp ε pf σ fib V crit (GPa) (µst) (MPa) (%) 18, ,1 0,72% O percentual em massa correspondente ao valor apresentado acima é 2,4%. 100

122 Análise de Tenacidade no ensaio de tração Adotando-se o procedimento descrito no item 4.5.3, derivado, por sua vez do procedimento adotado para o ensaio à compressão, foram calculados os índices de tenacidade na tração direta, uma vez que não há procedimento normalizado para essa avaliação. A idéia é de que sejam estabelecidos parâmetros comparativos com a matriz sem reforço. Esses índices, no entanto, acabam apresentando uma grande dispersão, pois o denominador da fração que define o índice é a área abaixo do gráfico tensão x deformação até a primeira fissura (AREA PFT ), que corresponde ao trecho linear elástico até a tensão/deformação de primeira fissura (σ pft / ε pft ). Além das dificuldades inerentes à determinação com precisão destas propriedades, pequenas variações no valor de AREA PFT representam grande variabilidade nos índices de tenacidade. A deformação de primeira fissura no ensaio de tração variou de 200 a 350 µst, para uma deformação última do ensaio acima, na maioria dos casos, de µst. Como exemplo, é apresentado o caso de dois corpos de prova ensaiados a quente (CP4 e CP5). As curvas Tensão x Deformação de ambos os corpos de prova são mostradas na Figura Os dados utilizados para determinação dos parâmetros de tenacidade são apresentados na Tabela Tabela 4-15 Comparação entre os parâmetros dos CP s 4 e 5. CP σ pft ε pft AREA pft ITT p ITT 20 T T20 4 4,35 389,77 0,85 5,86 137,43 0,01 5 4,80 414,94 1,00 7,87 113,54 0,01 10,3% 6,5% 17,4% 34,4% -17,4% -3,0% 101

123 6,0 Ensaio de Tração a frio (10% fibras 110 C) CP5-10%-110 5,0 CP4-10%-110 4,0 Tensão (MPa) 3,0 2,0 1,0 0, Deformação (µst) Figura 4.61 Curva Tensão x deformação do ensaio de tração para os corpos de prova CP4 e CP5 submetidos a 110 C. A área sob o gráfico tensão x deformação até a deformação de µst é praticamente a mesma em ambos os casos (CP5 tem área total 3% a menor que a do CP4), mas os índices indicam resultados indicam valores bem maiores para o CP5 em relação ao CP4, tanto para os índices pré-pico quanto para o pós-pico. A seguir apresentamos os resultados obtidos para os três parâmetros de tenacidade adotados no ensaio de tração. 25 Índice de Tenacidade à Tração - Pré-pico ITT p Percentual de Fibras (%) 110 C 600 C 110 C Figura 4.62 Variação do Índice de Tenacidade a Tração pré-pico com o teor de fibras. 102

124 Os índices de tenacidade: ITT p (Figura 4.62) e ITT 20 (Figura 4.63) não são representativos de tendências nem estão aderentes com resultados avaliados até o momento com o auxílio de outros ensaios. Deveriam representar um múltiplo da energia pré e pós-pico em relação à energia de pré-fissuração, no entanto, não é possível estabelecer relação adequada tendo em vista a dispersão nos resultados. 300 Índice de Tenacidade à Tração - Pós-pico ITT Percentual de Fibras (%) 110 C 600 C 110 C Figura 4.63 Variação do Índice de Tenacidade a Tração pós-pico com o teor de fibras. A Figura 4.64 apresenta os valores de energia total (TT T20 ) para as diversas misturas. O cálculo da energia total utiliza a área total sob a curva Tensão x Deformação, limitada a deformação de µst. Há uma tendência de aumento de energia de deformação com a adição de fibras para os materiais secos a 110 C e uma redução da energia de deformação para os corpos de prova queimados a 600 C a partir de teores de 6% e maiores. Novamente aqui se evidencia uma degradação associada à maior adição de fibras metálicas quando submetidos a temperatura elevada. No caso do ensaio a quente, a energia é bastante reduzida para o teor de 10% de fibras. Dado o formato e dimensões do corpo de prova do ensaio a tração (Figura 3.26), houve maior dificuldade no preenchimento das formas o que certamente aumentou a porosidade nas regiões de menor seção do corpo de prova, o que é especialmente crítico para as misturas com 10% de fibras, mesmo com auxílio de vibração externa. Quando submetidas à queima a 600 C, as misturas com 10% de fibras apresentam um pequeno ganho de energia pré-pico, porém não há alteração significativa pós-pico, havendo uma tendência de queda. 103

125 Os valores dos parâmetros de tenacidade apresentam grande dispersão, devendo ser avaliados qualitativamente. As dimensões da seção reduzida do corpo de prova podem estar influenciando decisivamente nos resultados. Por outro lado, os índices prépico e pós-pico se apresentaram inadequados para avaliação à tração. Como parâmetro complementar, calculamos as áreas sobre o gráfico Carga x Deslocamento na tração, cujos resultados são agrupados nos gráficos da Figura Esses gráficos indicam uma tendência de danos mais significativos quando os corpos de prova são submetidos a temperaturas acima da ambiente, sendo muito significativos para os teores de 10% de fibras. Mesmo no ensaio a temperatura ambiente, observa-se um aumento menor da energia de deformação nas frações com 10% de fibras, ratificando a necessidade de se reverem as dimensões dos corpos de prova para o ensaio à tração. 0,010 Energia Total de Deformação na Tração 0,009 0,008 0,007 T T20 (Joule) 0,006 0,005 0,004 0,003 0,002 0,001 0, Percentual de Fibras (%) 110 C 600 C 110 C Figura 4.64 Variação da Energia Total com o teor de fibras Ensaio de flexão pós-choque térmico Para análise dos corpos de prova pós-choque térmico foram realizados ensaios de flexão nas misturas refratárias estudadas em duas condições: secas a 110 C, e não submetidas a ciclos de choque térmicos, utilizadas como referência, e secas a 110 C e submetidas a 80 ciclos de choques térmicos. Utilizaram-se as mesmas técnicas de análise de tenacidade e energia de deformação utilizadas anteriormente para o ensaio de flexão, porém os corpos de prova prismáticos tem as seguintes dimensões: 4 cm x 4 cm x 16 cm. Os resultados são discutidos a seguir. 104

126 tenacidade. Serão apresentados, inicialmente, os resultados globais e, a seguir, a análise de Propriedades mecânicas na flexão São apresentadas a seguir as curvas carga x deflexão para os corpos de prova de referência (não submetidos a choques térmicos) e os submetidos aos 80 ciclos térmicos descritos no item A Figura 4.65 apresenta as curvas Carga x Deflexão para o ensaio de flexão da matriz em duas condições: a referência sem ciclos e a matriz após 80 ciclos. A fissuração provocada pelos ciclos térmicos resulta em uma acentuada redução da resistência à flexão ou tensão máxima de flexão. Por outro lado, ocorre também uma pequena curva pós-pico, conseqüência natural da abertura de fissuras durante os ciclos térmicos. Após a carga máxima, boa parte da deflexão resultante da carga atuante no ensaio é para abertura das fissuras. 6 5 Ensaio de Flexão a Frio - choque térmico - Matriz 110 o C Referência Após 80 ciclos 4 Força (kn) ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 Flecha (mm) Figura 4.65 Curva carga x deflexão para a matriz. Uma fotografia do corpo de prova 3 da matriz é apresentado na Figura 4.66 a título de exemplo. 105

127 (a) (b) Figura 4.66 Corpo de prova fraturado no ensaio de flexão. (a) Vista Lateral. (b) Vista Frontal. Na Tabela 4-16, apresentam-se a resistência à flexão (tensão de pico) e a deflexão correspondente. A resistência à flexão é reduzida em 60% no caso da matriz, mas a adição de fibras aumenta a resistência a flexão mesmo após os ciclos térmicos. As reduções para as misturas com 4%, 6%, 8% e 10% são, respectivamente, 40,3%, 20,8%, 37,8% e 35,7%. Tabela 4-16 Resistência à Flexão na Temperatura Ambiente (σ FTA ). Mistura Condição σ FTA (MPa) S RFTA CV RFTA δ p (mm) S dp CV dp Matriz - Referência 13,79 0,67 4,84% 0,04 0,012 34,07% 8,5%água Após 80 ciclos 5,62 0,90 16,06% 0,30 0,004 1,20% 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras Referência 16,83 2,53 15,00% 2,75 1,630 59,22% Após 80 ciclos 10,05 1,16 11,57% 4,65 0,336 7,24% Referência 19,91 5,17 25,98% 4,87 0,026 0,54% Após 80 ciclos 15,76 1,78 11,31% 4,96 0,054 1,08% Referência 28,70 3,80 13,25% 4,17 1,170 28,09% Após 80 ciclos 17,84 3,56 19,97% 3,90 0,192 4,91% Referência 31,88 6,74 21,13% 3,92 0,006 0,16% 10% de fibras Após 80 ciclos 20,49 2,91 14,20% 4,56 0,028 0,61% A Tabela 4-17 apresenta as propriedades de primeira fissura, que são válidas para o material de referência, porém são de validade limitada para os materiais 106

128 submetidos ao choque térmico. Esse aspecto será analisado mais adiante quando será avaliada a tenacidade dos corpos de prova. Tabela 4-17 Propriedades de primeira fissura. Mistura 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Condição σ pff (MPa) S SPFF CV SPFF δ pff (mm) S dpff CV dpff Referência 12,49 0,50 4,01% 0,04 0,010 23,79% Após 80 ciclos 6,56 0,78 11,91% 0,16 0,012 7,27% Referência 14,91 3,49 23,42% 0,07 0,006 8,65% Após 80 ciclos 13,94 2,38 17,08% 0,21 0,019 9,13% Referência 17,27 3,55 20,53% 0,08 0,024 30,26% Após 80 ciclos 7,99 2,74 34,34% 0,10 0,044 42,51% Referência 19,54 3,50 17,93% 0,09 0,018 20,10% Após 80 ciclos 11,70 2,46 21,07% 0,13 0,062 47,38% A Figura 4.67 e a Figura 4.68 apresentam as curvas típicas características do ensaio de flexão a frio para os dois casos, o primeiro correspondente a referência, ou seja, corpos de prova não expostos aos ciclos térmicos, e o segundo para os corpos de prova submetidos ao choque térmico. Observa-se o melhor desempenho para as misturas com maior volume de fibras, porém a mistura com 8% de fibras tem um desempenho inferior após os ciclos, até quando comparado com a mistura com 6% Ensaio de Flexão a Frio - Referência para choque térmico 4% de fibras % de fibras % de fibras % de fibras Matriz - 8,5%H2O Força (kn) ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 Flecha (mm) Figura 4.67 Curva Carga x deflexão para as misturas com reforço de referência para o ensaio de choque térmico. 107

129 Ensaio de Flexão a Frio após 80 ciclos - Seco a 110 o C 4% de fibras ciclos 6% de fibras ciclos 8% de fibras ciclos 10% de fibras ciclos Matriz - 8,5%H2O Força (kn) ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 Flecha (mm) Figura 4.68 Curva Carga x deflexão para as misturas com reforço após 80 ciclos de choque térmico. A Figura 4.69 apresenta a variação da resistência à flexão na temperatura para as várias misturas refratárias submetidas ou não aos 80 ciclos térmicos. O aumento da σ FT é crescente com o aumento dos teores de fibras. 45 RFTA RFTA (MPa) % de fibras Referência Após 80 ciclos Linear (Após 80 ciclos) Linear (Referência) Figura 4.69 Variação da resistência à flexão na temperatura ambiente Avaliação de Tenacidade na Flexão No caso de corpos submetidos aos ciclos térmicos o termo propriedades mecânicas de primeira fissura não é aplicável. Isso pode ser observado nas curvas típicas da Figura Dessa forma a aplicação das metodologias que dependem 108

130 diretamente dessa propriedade, como é o caso da norma ASTM C1018, têm pouca confiabilidade. Por esse motivo e tendo em vista as considerações do item não será adotada neste item a norma ASTM C1018. No cálculo da razão de resistência à flexão (R 150 ) da norma ASTM C1609 a tensão de primeira fissura também é usada na expressão de cálculo. Nesse caso, foi utilizada prática similar à adotada no item para determinação de parâmetros equivalentes aos de uma carga e deflexão de primeira fissura. Serão adotadas na análise de tenacidade associada ao ensaio de choque térmico, as metodologias do Banthia-Trotier, JSCE SF-4 e ASTM C1609. Os resultados calculados utilizando o Método Banthia-Trotier são apresentados nas Tabela 4-18 e Tabela A Figura 4.70 apresenta a variação da energia de prépico, segundo o método Banthia-Trotier, com o aumento do teor de fibras, para os corpos de prova de referência e os submetidos ao choque térmico. Energia pré-pico (Banthia-Trotier) 4 3 Energia Pré-pico (Joule) Percentual de fibras Referência Após 80 ciclos Linear (Após 80 ciclos) Linear (Referência) Figura 4.70 Energia pré-pico segundo o Método Banthia-Trotier para análise do Choque Térmico. O aumento da energia pré-pico é decorrência do trabalho a realizar para a abertura das fissuras provocadas pelos ciclos térmicos. A deflexão pré-pico aumentou em função das fissuras decorrentes do ciclo térmico, daí aumentando a energia nessa região. Na Figura 4.71 observa-se uma elevação da tenacidade na fração de 6% após o choque térmico em comparação com as demais misturas. Lembrando que os valores médios de abertura de fissura e as taxas de abertura de fissuras sob o choque térmico 109

131 resultaram maiores pelo acompanhamento descrito no item Ainda assim, a resistência à flexão para a mistura com 6% de fibras não foi afetada nem a resistência residual pós-pico calculada pelo método de Banthia (Tabela 4-19). Esses resultados evidenciam a eficiência da adição de 6% de fibras em conter a progressão das fissuras sob carga de flexão, mesmo sendo essas fissuras de maior abertura que as das demais misturas. Na competição entre o dano provocado pela adição de fissuras e o seu efeito de costura das fissuras, a adição de 6% se mostrou mais eficiente. A razão de resistência à flexão equivalente definida conforme ASTM C1609 (Figura 4.72) ratifica a eficiência da mistura com 6% em fibras, quando se compara com a mistura com 8% de fibras, mesmo considerando-se a maior abertura de fissuras pós choque térmico no primeiro caso. Tabela 4-18 Energia Pré-pico pelo Método Banthia-Trotier. Pré-pico E pre S EPRE CV EPRE % fibras Ciclos kn.mm % ,19 0,18 15,31% 80 1,17 0,26 22,52% 0 1,60 0,47 29,10% 80 1,98 0,57 28,54% 0 1,60 0,27 16,73% 80 2,56 1,07 41,73% 0 1,88 0,20 10,88% 80 3,76 0,85 22,58% Tabela 4-19 Resistência residual pós-pico pelo Método Banthia-Trotier. Pós-pico PCS 200 S PCS200 CV PCS200 PCS 100 SP CS100 CV PCS100 PCS 50 SP CS50 CV PCS50 % fibras Ciclos MPa % MPa % MPa % 0 9,87 1,54 15,58% 7,46 2,00 26,80% 3,36 0,89 26,51% ,57 0,69 10,51% 6,16 0,53 8,53% 5,51 0,62 11,34% 0 15,17 0,15 1,01% 12,19 1,19 9,80% 8,76 0,89 10,11% ,26 2,72 20,53% 10,24 1,17 11,40% 8,21 0,84 10,24% 0 17,35 3,81 21,98% 15,16 4,12 27,16% 6,59 2,70 40,94% ,99 0,00 0,00% 8,93 3,87 43,37% 7,12 2,80 39,39% 0 20,28 4,11 20,26% 18,14 4,47 24,63% 14,66 4,92 33,56% ,04 0,00 0,00% 12,51 2,02 16,13% 10,54 1,41 13,39% 110

132 Tenacidade (JCFE SF-4) T JCFE (Joules) % de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Misturas Referência Após 80 ciclos Figura 4.71 Variação da tenacidade decorrentes do ensaio de choque térmico. Fator de Tenacidade (JCI SF-4) 0,018 0,016 0,014 0,012 Índice 0,010 0,008 0,006 0,004 0,002 0,000 4% de fibras 6% de fibras 8% de fibras 10% de fibras Misturas 110 C 600 C Figura 4.72 Variação da razão da resistência de flexão equivalente (R 150 ) decorrentes do ensaio de choque térmico Na Tabela 4-20 são apresentados os parâmetros de tenacidade segundo o ASTM C1609, enquanto na Tabela 4-21 são apresentadas as resistências à flexão residuais nas duas deflexões de referência (L/150 e L/600). Observa-se uma inversão de valores de resistência entre as misturas com 6% e 8% de fibras, comparando-se os resultados dos corpos de prova de referência com os submetidos ao choque térmico, novamente demonstrando que a mistura com 8% de fibras se comporta pior após os 80 ciclos. A mistura com 8% fibras apresentou reologia 111

133 bem pior que a de 6%, motivo pelo qual a distribuição das fibras deve estar comprometida. Tabela 4-20 Parâmetros de Tenacidade da norma ASTM C1609. % fibras T 150 S T150 CV T150 R 150 S R150 CV R150 Ciclos J % % % 0 3,97 0,62 15,70% 0,74 0,09 12,59% 80 2,31 0,21 9,17% 0,83 0,12 14,14% 0 4,87 1,24 25,48% 0,77 0,07 8,61% 80 3,74 0,46 12,27% 0,63 0,03 5,20% 0 5,68 0,99 17,49% 0,78 0,07 9,03% 80 2,33 0,80 34,51% 0,69 0,12 17,63% 0 5,67 0,76 13,43% 0,69 0,09 12,44% 80 5,32 1,18 22,11% 0,97 0,24 24,41% Tabela 4-21 Resistência a Flexão Residual norma ASTM C1609. % fibras s 600 S S600 CV S600 s 150 S S150 CV S150 Ciclos MPa % MPa % 0 7,11 6,34 89,13% 7,40 1,90 25,75% 80 5,16 0,88 16,99% 6,15 0,63 10,27% 0 12,85 3,68 28,63% 9,87 2,22 22,47% 80 9,35 1,47 15,69% 9,33 1,45 15,49% 0 18,16 2,28 12,56% 15,95 2,85 17,86% 80 7,12 2,25 31,60% 9,20 4,11 44,64% 0 18,49 1,39 7,53% 17,75 4,98 28,08% 80 10,05 1,49 14,81% 13,04 2,01 15,40% 4.6 Avaliação da diferença de coeficiente de expansão térmica Há uma diferença significativa de coeficiente de expansão térmica entre o aço inoxidável e o material refratário, no caso deste estudo, o BRASILCAST 560. Os valores de coeficiente de expansão térmica são apresentados nos ANEXO III (para o aço inoxidável 310) e ANEXO IV (material refratário BRASILCAST 560). Esses valores são os ditos coeficientes de expansão térmica linear, ou seja, já são o produto do coeficiente de expansão térmica pela diferença de temperatura (α. T). A comparação entre os coeficientes de expansão térmica linear para os dois materiais é apresentada no gráfico da Figura As diferenças são maiores com o 112

134 aumento da temperatura. A 110 C, o aço inoxidável 310 apresenta coeficiente de expansão térmica 1,47 mm/m enquanto o refratário BRASILCAST 560 apresenta coeficiente de expansão térmica 0,32 mm/m. A 600 C, o aço inoxidável 310 apresenta coeficiente de expansão térmica de 10,89 mm/m enquanto o refratário apresente coeficiente de expansão térmica de 2,5 mm/m. Em ambos os casos, os coeficientes de expansão térmica do aço são mais de quatro vezes maiores que os do material refratário. Nessas condições, as fibras metálicas induzem tensões no refratário no seu entorno. Quanto maior a adição de fibras metálicas tanto maior é esse efeito, que concorre com a contribuição das fibras para o aumento da resistência mecânica e tenacidade do compósito. Coeficientes de expansão térmica Coeficientes de expanão térmica linear (mm/m) Aço Inox 310 Brasilcast Temperatura ( o C) Figura 4.73 Variação dos coeficientes de expansão térmica da fibra metálica e do refratário com a temperatura. Essa característica se alinha com as acentuadas perdas de propriedades mecânicas e de tenacidade para os corpos de prova com adições de 8% e 10% de fibras, bem como a grande dispersão de resultados observada nessas misturas. 4.7 Comparação entre os métodos de análise de tenacidade No presente item são comparados os diversos métodos adotados nesse estudo para avaliação da tenacidade de materiais reforçados com fibras. Em relação aos ensaios de flexão, os métodos da norma ASTM C1018 e o método proposto por Banthia-Trotier estabelecem razões entre parâmetros o que, para fins comparativos, parece, a princípio, o mais adequado. O primeiro método estabelece uma relação entre áreas das curvas Carga x Deflexão e a área correspondente ao trecho 113

135 linear-elástico até à primeira fissura. O segundo método estabelece relações entre as áreas pré e pós-pico no ensaio de flexão. Essas relações estabelecem um múltiplo que permite relacionar o ganho efetivo de tenacidade ou energia de deformação comparativamente a um dos parâmetros de referência, como, por exemplo, o comportamento elástico perfeitamente plástico equivalente, ou com a energia elástica da matriz até a fratura. Em função das incertezas na determinação das propriedades mecânicas na primeira fissura, da deflexão máxima final do ensaio (a instrumentação perde a eficácia muito antes do efetivo colapso do corpo de prova) ou das propriedades mecânicas de pico durante o ensaio, os cálculos apresentam uma dispersão que pode prejudicar a avaliação das misturas refratárias com alto reforço, para o qual esses cálculos são mais relevantes. Os critérios de cálculo de tenacidade estabelecidos pela norma ASTM C1018 acabam por não refletir de maneira plena o comportamento pós fissuração dos materiais refratários com altas adições de fibras. Como exemplo, apresentamos o caso de duas misturas com a mesma condição de preparação (queimados a 600 C), porém com diferentes frações de fibras (4% e 10% em massa) e com as curvas força x deflexão típicas, conforme Figura As propriedades mecânicas dos materiais em análise são listadas na Tabela Tabela 4-22 Propriedades médias dos corpos de prova queimados a 600 C com 4% em massa e 10% em massa. Misturas σ FTA (MPa) δ p (mm) σ pff (MPa) δ pff (mm) 4% em massa 18,5 0,31 15,9 0,19 10% em massa 31,2 1,33 15,9 0,26 Por outro lado, as propriedades de primeira fissura, para ambos os casos, foram determinadas utilizando os dados da planilha de ensaios e correspondem a 15,9 MPa para ambas as misturas, porém 0,19 mm para a mistura com 4% em massa de fibras e 0,26 mm para a mistura com 10% de fibras. A tensão de primeira fissura é governada pela resistência mecânica da matriz. 114

136 16 14 Ensaio de Flexão a Frio - Comparação 4% e 10% de fibras - Queimados a 600 o C CP4-4%-Q600 CP2-10%-Q Força (kn) ,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 Flecha (mm) Figura 4.74 Curvas do ensaio de flexão de corpos de prova com 4% e 10% em massa de fibras, queimados a 600 C. Com base nesses dados e nas curvas de ensaio, foram calculados os índices de tenacidade conforme ASTM C1018 [30], cujos valores são apresentados no gráfico de barras da Figura Como já havia sido comentado no item , os benefícios à tenacidade com o aumento do teor de fibras se evidenciam nos índices correspondentes às maiores deflexões (I20 a I50). Índice de tenacidade (ASTM C1018) - 4% e 10% queimados a 600 o C Índice I5 I10 I20 I30 I50 Índices 4% de fibras - Q600 10% de fibras - Q600 Figura 4.75 Índice de tenacidade dos corpos de prova com 4% e 10% de fibras, queimados a 600 C 115

137 Os resultados da Tabela 4-23, resumem os cálculos de tenacidade segundo a norma japonesa JSCE SF-4 [33], para as mesmas misturas. Nesse caso, a tenacidade global evidencia um benefício (9,2 J x 11,9 J), porém seu cálculo é limitado a uma deflexão de apenas 1,2 mm (L/150), o que suprime grande parte do benefício obtido pela adição de fibras, como pode-se observar na Figura Tabela 4-23 Tenacidade e Fator de Tenacidade segundo a norma JSCE SF-4. Misturas Tenacidade (Joules) Fator de tenacidade (MPa) 4% em massa 9,2 11,0 10% em massa 11,9 13,6 Os parâmetros obtidos pelo método de Banthia-Trotier são apresentados na Tabela Como se pode observar, o valor de energia pré-pico é maior na mistura com 10% em massa, dado o deslocamento do ponto de pico para a direita dos gráficos Carga x Deflexão para essa mistura. Esse deslocamento é tal que não é possível calcular a resistência pós-pico para a deflexão L/200 (0,9 mm), pois a deflexão de pico é, na média, 1,3 mm. Esse fator também compromete a avaliação para as demais deflexões (L/100 e L/50) pelo mesmo motivo, levando a mistura com 4% ter melhores resultados do que na mistura com 10%. Tabela 4-24 Parâmetros da Metodologia de Banthia-Trotier. Misturas E pre (J) PCS 200 PCS 100 PCS 50 4% em massa 8,14 10,93 22,26 28,10 10% em massa 15,58 0,00 18,94 18,53 A Tabela 4-25 apresenta os resultados para as mesmas misturas, agora considerando a norma ASTM C1609. Como o valor de tenacidade é calculado da mesma forma que na norma japonesa, não se registra grande vantagem em relação ao aumento de tenacidade e do significativo aumento da deflexão com a adição de 10% em massa de fibras. A resistência residual média para as misturas com 10% em massa para deflexão de 0,3 mm (L/600) são menores para as adições com 10% pois, nesse momento, ainda se está no ramo pré-pico da curva Carga x Deflexão e o módulo de elasticidade da 116

138 mistura com 10% em massa é menor que o da mistura com 4% em massa. Após o pico, a resistência residual para 1,2 mm (L/150) é maior na mistura com 10%, evidenciando a menor inclinação do ramo descendente pós-pico da curva Carga x Deflexão. Tabela 4-25 Parâmetros de tenacidade segundo a norma ASTM C1609. Misturas T 150 (Joules) R 150 (%) σ 600 (MPa) σ 150 (MPa) 4% em massa 11,64 80,1% 13,50 15,54 10% em massa 11,87 78,3% 11,73 19,55 No entanto, se analisarmos dois corpos de prova de mesma família, como por exemplo, a mistura com 6% em massa de fibras e queimados a 600 C, como os representados pelos gráficos da Figura 4.76, cujas áreas dos gráficos são muito semelhantes, obteremos os resultados apresentados no gráfico da Figura Por esses resultados, o corpo de prova CP2 apresenta melhores índices de tenacidade I20, I30 e I50, estes dois últimos bem maiores. Calculando o parâmetro de tenacidade pela norma japonesa (JSCE SF-4), chegaremos a números que mostram o inverso. A tenacidade, nesse caso, seria igual a 11,4 J para o CP2 e 11,9J para o CP4. Enquanto o fator de tenacidade, calculado pela mesma norma (F JSCE ), é de 0,014 ambos os casos. Isso ilustra como a metodologia que relaciona parâmetros pode induzir a resultados inconsistentes e não representativos em termos estatísticos. Neste caso específico, o que ocorre é que as propriedades de primeira fissura resultam em áreas significativamente diferentes que entram no denominador da fração que define os índices de tenacidade. 117

139 14 12 Ensaio de Flexão a frio (6% fibras) - Queimado a 600 o C CP2-6%-Q600 CP4-6%-Q Força (kn) ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 Deslocamento (mm) Figura 4.76 Curvas Carga x Deflexão para os corpos de prova CP2 e CP4 da mistura com 6%, queimadas a 600 C 40 Índice de tenacidade (ASTM C1018) - CP2 x CP4-6% - Queimados a 600 o C Valor I5 I10 I20 I30 I50 Índices CP2-6%-Q600 CP4-6%-Q600 Figura 4.77 Índice de tenacidade dos corpos de prova com 6% em massa de fibras, queimados a 600 C Os métodos desenvolvidos até o momento para avaliação da tenacidade de concretos com reforço fibroso têm, todos eles, limitações importantes para avaliação do comportamento mecânico desses compósitos com elevados teores de reforço fibroso. Todas as referências utilizadas restringem as deflexões até L/150, o que no caso do presente estudo equivale a 1,2 mm. Todas as misturas estudadas atingiram mais de 2 mm e, em muitos casos, mais de 4 mm, excetuando-se os casos de falha de 118

140 instrumentação ou alguma outra falha extemporânea. Dessa forma, a tenacidade dos materiais com essas características não está adequadamente representada. É recomendável adotar um limite de deflexão mais elevado para avaliação de refratários com elevada adições de fibras. Apresentamos a seguir os resultados comparativos para os corpos de prova secos a 110 C (Tabela 4-26) e para os corpos queimados a 600 C (Tabela 4-27). Como se pode observar dos resultados, para corpos de prova apenas secos a 110 C as misturas com 10% de fibras apresentaram os melhores resultados em todas as metodologias. No caso dos corpos de prova queimados a 600 C, apenas para a metodologia da norma japonesa (JSCE), apresenta-se um resultado diferente, indicando que a mistura com 6% de fibras possui energia (tenacidade) maior que as das demais misturas. No entanto, quando se observam os gráficos Força x deflexão típicos dessas duas misturas (Figura 4.78), fica claro que o resultado encontrado é influenciado pela limitação de deflexão adotada na metodologia, o que provoca um desvio dos resultados. Tabela 4-26 Resumo de parâmetros de tenacidade para os corpos de prova secos a 110 C. Banthia- C1018 JSCE Mistura Trotier C1609 I 50 T JSCE PCS 50 σ 150 4% 64,6 12,5 15,7 14,8 6% 56,7 15,2 19,6 20,0 8% 69,4 16,6 21,2 20,8 10% 85,5 18,3 23,3 24,6 Tabela 4-27 Resumo de parâmetros de tenacidade para os corpos de prova secos a 600 C. Banthia- C1018 JSCE Mistura Trotier C1609 I 50 T JSCE PCS 50 σ 150 4% 27,0 13,0 N.D. 11,7 6% 28,1 16,0 8,7 15,5 8% 34,9 12,0 11,7 18,4 10% 46,5 15,3 18,5 19,6 119

141 16 14 Ensaio de Flexão a Frio - Comparação 6% e 10% de fibras - Queimados a 600 o C CP4-6%-Q600 CP2-10%-Q Força (kn) ,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 Flecha (mm) Figura 4.78 Gráfico Força x Deflexão dos ensaios com as misturas com 6% e 10% de fibras, queimados a 600 C. Quando se comparam os diferentes resultados de tenacidade entre diferentes ensaios (compressão, tração e flexão), observa-se que, de uma maneira geral, que as misturas com mais fibra tendem a apresentar melhores resultados. Na Tabela 4-28 são apresentados apenas aqueles parâmetros mais representativos. Os resultados para os índices à tração (ITT 20 ) não estão consistentes o que pode indicar que as propriedades de primeira fissura utilizados na sua determinação podem não ser válidos. Tabela 4-28 Resumo de parâmetros de tenacidade para os corpos de prova secos a 600 C. Mistura Tração Compressão Flexão C1609 ITT 20 TT 20 K t σ 150 4% 403,4 3,8 6,01 14,8 6% 273,7 5,5 3,61 20,0 8% 181 8,4 1,62 20,8 10% 131 8,8 1,45 24,6 120

142 CAPÍTULO 5 5 CONCLUSÕES 5.1 Conclusões O uso de materiais refratários formulados para aplicação por fluência livre (autoadensáveis) é alternativa viável para uso em componentes de tubulação de alta complexidade geométrica até 6% em massa de fibras. Nesse caso, não se faz necessário o uso de aditivos plastificantes ou vibração. Nesses casos, a adição de reforço com fibras de aço inoxidável é altamente indicada para aumento das propriedades de pós-pico (pseudo-tenacidade). Para adições acima de 6% em massa, ocorre significativa perda de reologia, devendo ser analisadas medidas complementares para garantir aplicação adequada. As misturas com mais de 8% em massa de fibras não se enquadram na denominação auto-adensável. Os diversos métodos de avaliação da capacidade de absorção de energia de concretos reforçados com fibras metálicas apresentam limitações de uso, em especial quando se utilizam frações elevadas de fibras metálicas, como foi o caso do estudo, que dificultam o estabelecimento de um parâmetro comparativo entre as diversas misturas. Métodos relacionados com as propriedades mecânicos de primeira fissura, como o apresentado no ASTM C1018, não são adequados para avaliação de refratários com altas adições de reforço. O método apresentado na norma japonesa JSCE SF-4 é mais prático, permitindo uma comparação mais simples. No entanto, a dependência do tamanho do corpo de prova compromete sua utilização para determinação de um parâmetro prático para determinação de limites de serviço dos materiais refratários, que pudesse ser utilizado em projeto ou em avaliações de vida útil em componentes em serviço. Os métodos baseados em razões entre a energia pós-fissuração ou pós-pico e a energia pré-pico, tais como o proposto por Banthia-Trotier e o da norma ASTM C1018, apresentam como séria limitação o fato de que o índice pode ser indevidamente aumentado pela falta de precisão na leitura dos dados de referência, pela dispersão dos dados de resistência e deflexão de primeira fissura. O índice pode aumentar, tanto pela 121

143 melhor capacidade pós-pico dos refratários com reforço, quanto pela redução da deflexão de primeira fissura, fazendo com que o denominador da razão que calcula o índice apresente um valor baixo. O método proposto pela norma ASTM C1609 é um método de simples utilização, apresenta alguns parâmetros úteis e comparáveis entre diferentes misturas, tais como a resistência a flexão equivalente. Por outro lado, parâmetros baseados em valores absolutos de energia, permitem uma melhor comparação com outros materiais com ou sem reforço, dando suporte para a seleção de uma dada mistura para uma verta aplicação. Nesse sentido, a norma JSCE SF-4 e a norma ASTM C1609 demonstraram ser mais apropriadas para esse tipo de avaliação. Tendo em vista que o ASTM C1609 calcula a tenacidade e o índice de tenacidade de forma muito semelhante à adotada pela norma JSCE SF-4 e que a primeira norma calcula a resistência residual pós-fissuração para um dado valor de deflexão, recomendamos adotar essa norma como procedimento de avaliação de tenacidade de materiais refratários reforçados com fibras metálicas. Tendo em vista os resultados obtidos nesse estudo um aumento no limite de deflexão de ambas as metodologias de ensaio dos atuais L/150 para L/100 permitirá ampliar a avaliação da tenacidade dos materiais e identificar e classificar melhor materiais refratários de elevada tenacidade. Materiais aplicados por fluência livre com elevado reforço fibroso são suscetíveis a segregação e acamação das fibras durante o processo de moldagem. É recomendável avaliar as implicações dessa segregação durante o projeto do revestimento refratário evitando que regiões eventualmente segregadas e com poucas fibras acabem sendo instalados em regiões onde materiais com maior tenacidade sejam requeridos. 5.2 Sugestões de trabalhos futuros Os benefícios da adição de fibras metálicas de reforço são, como pode-se observar no presente trabalho, comprometidos pela perda de propriedades reológicas naturais na presença de maior volume de fibras e pela necessidade de adicionar volume maior de água para garantir melhor trabalhabilidade. Esta foi a opção do presente trabalho, para explorar as possibilidades de uso de concretos refratários de formulação comercial sem maiores alterações. 122

144 Um complemento a este trabalho é o estudo de uso de aditivos superplastificantes e ajustes na formulação dos materiais refratários para melhorar a reologia, utilizando, assim, teores menores de água na mistura. Outra sugestão é o estabelecimento de uma formulação matemática para reproduzir o comportamento termo-mecânico de materiais refratários com alta adição de reforço fibroso, utilizando simulação numérica pelo método dos elementos finitos. Nesse sentido, recomenda-se levantar para cada uma das misturas: os coeficientes de dilatação térmica; coeficiente de condutibilidade térmica; propriedades mecânicas em diversas faixas de temperatura, aí incluídos, variação da resistência mecânica, módulo de elasticidade e propriedades de fluência. É interessante estabelecer uma lei de formação para cálculo da massa específica da mistura para uso em simulação sem a necessidade de medição da massa específica para cada nova mistura. Por fim, avaliar formas de controlar a segregação através de aditivos ou de processos alternativos de aplicação. 123

145 CAPÍTULO 6 6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] AMERICAN CONCRETE INSTITUTE (ACI) ACI Committee 547R-79. Refractory Concrete. Detroit: American Concrete Insitute, 85 p, [2] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). Materiais refratários Classificação. ABNT NBR 10237, Brasil, [3] PETRÓLEO BRASILEIRO S.A. Comissão de Normas Técnicas (PETROBRAS/CONTEC). Concreto Refratário. NTP-1728, Brasil, [4] PETRÓLEO BRASILEIRO S.A. Comissão de Normas Técnicas (PETROBRAS/CONTEC). Projeto de Revestimentos de Concretos Refratários. NTP-1910, Brasil, [5] FERRARIS, F. F. Measurement of the Rheological Properties of High Performance Concrete: State of the Art Report. Journal of Reserarch of the National Institute of Standards and Technology, vol. 104, n. 5, p , Gaithersburg, MD , [6] CROWLEY, M. S. Steel fibers in refractory applications. MC-81-5, National Petroleum Refiners Association (NFPA), Washington, D.C., EUA, [7] TOLEDO, R. D. F., FAIRBAIRN, E. M. R., ROSA, L. F. R. Relatório n 3: Ensaios com o concreto refratário denso CEKAST 60 reforçado com fibra de aço. COPPETEC PEC 3922, Rio de Janeiro, Brasil [8] TOLEDO, R. D. F., FAIRBAIRN, E. M. R., ROSA, L. F. R., FONTES, C. M. A. Relatório n 4: Ensaios com concreto refratário denso CEKAST 60 reforçado com fibras de aço onduladas. COPPETEC PEC 3922, Rio de Janeiro, Brasil, [9] TOLEDO, R. D. F., FAIRBAIRN, E. M. R., ROSA, L. F. R., FONTES, C. M. A. Relatório n 5: Resultados físicos e mecânicos em concreto refratário autoadensável FLOWCAST 60. COPPETEC PEC 3922, Rio de Janeiro, Brasil, [10] ALMEIDA, V. G. O. Caracterização física e mecânica a altas temperaturas de concretos refratários reforçados com fibras de aço. 133 p. Dissertação de Mestrado, Universidade Federal do Rio de Janeiro. Rio de Janeiro, [11] LANKARD, D. R. Highly Reinforced Refractory Concrete with 4-20 volume % Steel Fibers. U.S. Patent , 4 p., Estados Unidos, [12] AMERICAN PETROLEUM INSTITUTE (API). Thermal Conductivity Measurement Study of Refractory Castables. API PB 935, EUA, [13] PETRÓLEO BRASILEIRO S.A. Comissão de Normas Técnicas (PETROBRAS/CONTEC). Aplicação de Concreto Refratário. NTP-1617, Brasil,

146 [14] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). Materiais Refratários não-conformados Determinação da variação linear dimensional. ABNT NBR 8385, Brasil, [15] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING MATERIALS (ASTM). Standard Test Method for Reheat Change of Refractory Brick. ASTM C113, EUA, [16] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING MATERIALS (ASTM). Standard Test Method for Thermal Conductivity of Refractories. ASTM C201, EUA, [17] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). Materiais refratários densos Determinação da resistência à erosão à temperatura ambiente. ABNT NBR 13185, Brasil, [18] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING MATERIALS (ASTM). Standard Test Method for Abrasion Resistance of Refractory Materials at Room Temperature. ASTM C704, EUA, [19] BARROWS, G. L., SMITH, R. D. Ceramic fiber linings in heater with corrosive fuel environments. MC-79-8, National Petroleum Refiners Association (NFPA), Washington, D.C., EUA, [20] OLIVEIRA, I. R., STUDART, A. R., PILEGGI, R. G., PANDOLFELLI, V. C. Dispersão e Empacotamento de Partículas. Fazendo Arte Editorial, 186 p., São Paulo, Brasil, [21] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING MATERIALS (ASTM). Thermal Concuctivity of refractories by Hot Wire (Platinum Resistance Thermometer Tecnique). ASTM C1113, EUA, [22] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). Materiais refratários densos Determinação da resistência ao choque térmico com resfriamento em água. ABNT NBR 13202, Brasil, [23] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). Materiais refratários densos não-conformados Determinação das resistências à flexão e à compressão à temperatura ambiente. ABNT NBR 11222, Brasil, [24] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING MATERIALS (ASTM). Cold Crushing Strength and Modulus of Rupture of Refractories. ASTM C 133, EUA, [25] ROTS, J. G., DE BORST, R. Analysis of concrete fracture in direct tension. International Journal Solid Structures, Vol. 25, No. 12, PP , Great Britain, 1989 [26] CAILLEUX, E., CUTARD, T., BERNHART, G. Pullout of metallic fibres from a ceramic refractory matrix. Composites Part A, p , EUA, [27] PEMBERTON, S. R., OBERG, E. K., DEAN, J. TSAROUCHAS, D., MARKARI, A. E., MARSTON, L., CLYNE, T. W. The fracture energy of metal fibre reinforced ceramic composites (MFCs). Composite Science and Technology, Elsevier, p , EUA, [28] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING MATERIALS (ASTM). Forged or Rolled Alloy and Stainless Steel Pipe Flanges, Forged Fittings, and Valves and Parts for High Temperature. ASTM A 182, EUA,

147 [29] AMERICAN SOCIETY OF MECHANICAL ENGINEERS (ASME). ASME Boiler and Pressure Vesssel Code, Material Properties. ASME Sec. II, Part D, EUA, [30] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING MATERIALS (ASTM). Flexural Toughness and First-Crack Strenght of Fiber-Reinforced Concrete (Using Beam With Third-Point Loading. ASTM C 1018, EUA, [31] MINDESS, S, TAERWE, L., LIN, Y.Z., ANSARI, F., BATSON, G. Standard testing. High Performance Fiber Reinforced Cement Composites 2. Edited by A. E. Naaman and H.W. Reinhardt, Londres, Inglaterra, [32] JAPANESE SOCIETY OF CIVIL ENGINEERS, Method of tests for flexural strength and flexural toughness of steel fiber reinforced concrete. JSCE SF4, Toquio, Japão, [33] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING MATERIALS (ASTM). Flexural Performance of Fiber-Reinforced Concrete (Using Beam With Third-Point Loading). ASTM C1609, EUA, [34] BANTHIA, N. and TROTTIER, J. Test Method for Flexural Toughness Characterization of Fiber Reinforced Concrete: Some Concerns and a Proposition. ACI Materials Journal, EUA, [35] PANDOLFELLI, V. C., PERET, C. M. Fibras metálicas e sua influência no comportamento mecânico de concretos refratários durante a secagem. Cerâmica 51, São Paulo, Brasil, [36] CABRELON, M. D., PEREIRA, A. H. A., MEDEIROS, J., TOLEDO-FILHO, R. D., RODRIGUES, J. A. Efeito do coque nas propriedades termomecânicas de um concreto refratário empregado na região do riser de uma unidade fluidizada de craqueamento catalítico (UFCC). 55º Congresso Brasileiro de Cerâmica, ABC,, Anais, CD-ROM, ISSN , 2011, Porto de Galinhas-PE, BRASIL, 29/05-01/06/2011. [37] VONK, R.A. A Micromechanical Investigation of Softening of Concrete Loaded in Compression. HERON, Vol. 38, No. 3, Holanda, [38] CABRELON, M. D.; PEREIRA, A. H. A.; MEDEIROS, J.; RODRIGUES, J. A. Thermo-mechanical study of a refractory castable for petrochemical riser. UNITECR 2011, 12th Unified International Technical Conference on Refractories, TARJ, Kyoto International Conference Center, Kyoto, Japão, 30/10-02/11/2011. Proceedings, CD-ROM, artigo 31-A-1, 4 pgs. [39] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). Concreto auto-adensável - Parte 1: Classificação, controle e aceitação no estado fresco. ABNT NBR 15823, Brasil, [40] HEWLETT, P. C. Lea s chemistry of cement and concrete, 4 ed., Publisher: Elsevier Science & Technology Books, 1057p, New York, USA, [41] AMERICAN PETROLEUM INSTITUTE (API). Refractory Installation Quality Control Inspection and Testing Monolithic Refractory Linings and Materials. API PB 936, EUA, [42] BALAGURU, PERUMALSAMY N. and SHAH, SURENDA P. Fiber- Reinforced Cement Composites, McGraw-Hill International Editions. 126

148 [43] BENTUR, A., MINDNESS, S. Fiber reinforced cementitious composites. New York, USA, [44] CARNIGLIA, S. C., GORDON, B. L. Handbook OF Industrial Refractories Technology Principles, Types, Properties and Applications. William Andrew Publishing, EUA, [45] LEE, STUART M. Handbook of Composite Reinforcements, John Wiley & sons, 767 p., [46] TOLEDO, R. D. F., FAIRBAIRN, E. M. R., ROSA, L. F. R. Relatório n 3: Variação das propriedades do concreto refratário com a temperatura e avaliação do comportamento transiente do material sob gradiente térmico. COPPETEC PEC 2092, Rio de Janeiro, Brasil

149 ANEXOS: ANEXO I - Folha de Dados Técnicos FLOWKAST-70 Magnesita. ANEXO II - Folha de Dados Técnicos BRASILCAST 560 IBAR. ANEXO III - Coeficientes de expansão térmica do aço inoxidável AI 310 [29]. ANEXO IV - Coeficientes de expansão térmica do refratário BRASILCAST 560. ANEXO V- Método alternativo de cálculo da resistência pós-pico no ensaio de flexão em quatro pontos. ANEXO VI Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP2 Matriz - 80 ciclos. ANEXO VII Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP1 4% - 80 ciclos. ANEXO VIII Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP1 6% - 80 ciclos. ANEXO IX Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP1 8% - 80 ciclos. ANEXO X Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP1 10% - 80 ciclos. ANEXO XI Fotos dos moldes da mistura com 8% de fibras. ANEXO XII Gráficos das aberturas de fissuras medidas para os corpos de prova da matriz. ANEXO XIII Gráficos das aberturas de fissuras medidas para os corpos de prova com 6% em massa de fibras. 128

150 ANEXO I - Folha de Dados Técnicos FLOWKAST-70 Magnesita 129

151 ANEXO II - Folha de Dados Técnicos BRASILCAST 560 IBAR 130

152 ANEXO III - Coeficientes de expansão térmica do aço inoxidável AI 310 [29] Temperatura Coeficiente de dilatação térmica médio Coeficiente de dilatação térmica linear α m α m F C (in/in/ o F) (mm/mm/ o C) α L (in/100ft) α L (mm/m) 70 21,1 8,50E-06 1,53E , ,8 8,60E-06 1,55E-05 0,3 0, ,6 8,80E-06 1,58E-05 0,8 0, ,3 8,90E-06 1,60E-05 1,4 1, ,1 9,10E-06 1,64E , ,9 9,20E-06 1,66E-05 2,5 2, ,7 9,40E-06 1,69E-05 3,1 2, ,4 9,50E-06 1,71E-05 3,8 3, ,2 9,60E-06 1,73E-05 4,4 3, ,0 9,70E-06 1,75E , ,8 9,80E-06 1,76E-05 5,6 4, ,6 9,90E-06 1,78E-05 6,3 5, ,3 9,90E-06 1,78E-05 6,9 5, ,1 1,00E-05 1,80E-05 7,5 6, ,9 1,00E-05 1,80E-05 8,2 6, ,7 1,01E-05 1,82E-05 8,8 7, ,4 1,02E-05 1,84E-05 9,5 7, ,2 1,02E-05 1,84E-05 10,2 8, ,0 1,03E-05 1,85E-05 10,8 9, ,8 1,03E-05 1,85E-05 11,5 9, ,6 1,04E-05 1,87E-05 12,2 10, ,3 1,04E-05 1,87E-05 12,9 10, ,1 1,05E-05 1,89E-05 13,6 11, ,9 1,06E-05 1,91E-05 14,3 11, ,7 1,06E-05 1,91E , ,4 1,07E-05 1,93E-05 15,8 13, ,2 1,07E-05 1,93E-05 16,5 13, ,0 1,08E-05 1,94E-05 17,2 14,

153 ANEXO IV - Coeficientes de expansão térmica do refratário BRASILCAST 560 Temperatura Coeficiente de dilatação térmica linear C α L (mm/m) 21,1 0,0 100,0 0,3 200,0 0,5 300,0 0,9 400,0 1,4 500,0 1,9 600,0 2,5 700,0 3,4 800,0 4,0 900,0 4,9 Ref.: Dados fornecidos pela IBAR, fabricante do material refratário BRASILCAST

154 ANEXO V- Método alternativo de cálculo da resistência pós-pico no ensaio de flexão em quatro pontos. Procedimento resumido do método alternativo para avaliação da curva Força x Deflexão do ensaio de flexão em quatro pontos: 1) Obter a curva Força x Deflexão com medida precisão da flecha; 2) Determinar a carga de pico e dividir a curva em duas regiões, uma pré-pico e outra pós-pico; 3) Determinar cargas correspondentes aos múltiplos dos deslocamentos: L/200, L/100 e L/50; 4) Calcular as áreas do gráfico Força x Deflexão, correspondentes a região pré-pico e pós-pico, até os deslocamentos múltiplos citados no item 3; 5) Calcular a resistência à flexão pós-craqueamento nos diversos múltiplo de deslocamento (PCS m ). 133

155 ANEXO VI Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP2 Matriz - 80 ciclos. 134

156 135

157 ANEXO VII Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP1 4% - 80 ciclos. 136

158 137

159 ANEXO VIII Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP1 6% - 80 ciclos. 138

160 139

161 ANEXO IX Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP1 8% - 80 ciclos. 140

162 141

163 ANEXO X Sequência de fotos do ensaio de Choque Térmico CP1 10% - 80 ciclos. 142

164 143

165 ANEXO XI Fotos dos moldes da mistura com 8% de fibras. Molde do corpo de prova do ensaio à tração. Moldes dos corpos de prova do ensaio à compressão. 144