Durabilidade de perfis pultrudidos de poliéster reforçado ... · DURABILIDADE DE PERFIS DE GFRP DE POLIÉSTER UTILIZADOS EM REABILITAÇÃO i Resumo Os perfis pultrudidos reforçados

Durabilidade de perfis pultrudidos de poliéster reforçado

com fibras de vidro (GFRP) utilizados em reabilitação

Bruno Miguel Abreu da Silva

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Júri

Presidente: Prof. Doutor Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Orientador: Prof. Doutor João Pedro Ramôa Ribeiro Correia

Co-orientador: Doutora Susana Bravo Cabral da Fonseca

Vogal: Prof. Doutor Pedro Miguel Dias Vaz Paulo

Vogal: Doutor João Eduardo Pereira Custódio

Novembro 2012

Durabilidade de perfis pultrudidos de poliéster reforçado

com fibras de vidro (GFRP) utilizados em reabilitação

Bruno Miguel Abreu da Silva

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Dissertação elaborada no âmbito do protocolo de cooperação

entre o IST e o LNEC

Júri

Presidente: Prof. Doutor Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Orientador: Prof. Doutor João Pedro Ramôa Ribeiro Correia

Co-orientador: Doutora Susana Bravo Cabral da Fonseca

Vogal: Prof. Doutor Pedro Miguel Dias Vaz Paulo

Vogal: Doutor João Eduardo Pereira Custódio

Novembro 2012

DURABILIDADE DE PERFIS DE GFRP DE POLIÉSTER UTILIZADOS EM REABILITAÇÃO

i

Resumo

Os perfis pultrudidos reforçados com fibras de vidro, usualmente denominados de perfis de GFRP (do

inglês, Glass Fibre Reinforced Polymer) são materiais compósitos constituídos por uma resina

polimérica, reforçada com fibras de vidro e produzidos por um processo de pultrusão. Enquadram-se

no grupo dos materiais plásticos reforçados com fibras, geralmente intitulados de FRP (do inglês,

Fibre Reinforced Polymer).

A presente dissertação teve como objectivo a análise da durabilidade de perfis pultrudidos de GFRP

com matriz de poliéster insaturado, utilizados na Engenharia Civil. A investigação realizada procurou

caracterizar mecânica e fisicamente os efeitos resultantes da exposição a diversos ambientes de

envelhecimento, ao longo do tempo.

Foram submetidos provetes obtidos dos perfis de GFRP aos agentes de degradação ambiental com

maior incidência em infraestruturas de Engenharia Civil, tais como a temperatura elevada, a

humidade, a água salgada, entre outros, através da exposição a ambientes de imersão em soluções

aquosas, de condensação em contínuo ou de envelhecimento natural.

Ao longo de toda a campanha experimental, foi monitorizada a evolução do desempenho do material

através de um conjunto de ensaios normalizados. Os resultados obtidos demonstraram uma redução

significativa das propriedades mecânicas, amplamente relacionada com a humidade e com o

aumento da temperatura.

Alguns dos efeitos de degradação apresentaram um carácter temporário, corroborados pelos

resultados explícitos da análise de reversibilidade da exposição à humidade. Parte da redução do

desempenho provocada pelos agentes de degradação demonstrou ser reversível, findo o período de

exposição.

A exposição directa das faces cortadas dos provetes durante a fase de preparação, em comparação

com provetes cujas faces foram protegidas, não permitiu concluir de forma clara que os resultados

obtidos para os provetes sem as faces protegidas possam ser demasiado conservativos.

Palavras-chave

GFRP

Materiais compósitos

Polímeros reforçados com fibras de vidro (GFRP)

Polímeros reforçados com fibras (FRP)

Durabilidade

Ambientes de envelhecimento

ii


iii

Abstract

Glass fibre reinforced polymer pultruded profiles, also known as GFRP, are composite materials

constituted by a polymeric resin, reinforced with glass fibres and produced by a pultrusion process.

These materials are included in the fibre reinforced polymer group, also designated FRP.

The main objective of this dissertacion was to study the durability of GFRP pultruded profiles with

unsaturated polyester matrix used in civil engineering applications. The experimental research

intended to characterize the mechanical and the physical effects on the GFRP material due to the

exposure to a variety of ageing environments over time.

Samples of specimens taken from the GFRP profiles were submitted to some of the most relevant

environmental agents to which civil engineering structures are subjected to such as, temperature,

moisture, salt water, among others, by means of the exposure to aqueous immersion environments,

continuous condensation and natural ageing.

During the experimental campaign, standard tests were made to monitor the GFRP behaviour

variation. The results have shown that a significant reduction of the mechanical proprieties occurs,

largely related to the moisture and temperature effects.

Some degradation effects have shown a temporary character, supported by results obtained from a

reversible behaviour analysis, after a moisture exposure period. The analysis demonstrated the

reversible part of the properties that were reduced during the ageing period.

The experimental study in which the unprotected cut parts of the specimens were coated did not

provide clear data to substantially conclude that exposing specimens with some parts unprotected

leads to too conservative results.

Keywords

GFRP

Composite materials

Glass fibre reinforced polymer (GFRP)

Fibre reinforced polymer (FRP)

Durability

Ageing environments

iv


v

Agradecimentos

Todo o trabalho de investigação e pesquisa do qual resultou a presente dissertação foi possível

devido ao incentivo e ao apoio de um conjunto de pessoas que não poderei deixar de mencionar e a

quem desejo prestar o meu mais sincero agradecimento.

Agradeço profundamente ao Professor Doutor João Correia e à Engenheira Susana Cabral Fonseca

por todo o apoio, incentivo, aconselhamento, espírito crítico e dedicação, realçando a perseverança e

a disponibilidade, que foram essenciais para a conclusão deste trabalho. Quero ainda agradecer a

sinceridade, o rigor e a transmissão de conhecimento, que em muito contribuiu para o enriquecimento

da dissertação.

Ao meu colega João Sousa, que desenvolveu um tema de investigação paralelo, pelo seu apoio,

disponibilidade e prontidão, companheiro durante toda a fase de preparação do material e durante o

período de ensaios e de monitorização.

Ao pessoal do Núcleo de Materiais Orgânicos do Laboratório Nacional de Engenharia Civil, em

especial, à Senhora Filomena Nobre, ao Engenheiro Hugo Martins, ao Técnico Nuno Silvestre e aos

Senhores Miguel Fernandes e Rui Ventosa, pelo acompanhamento e amizade durante a preparação

e ensaio do material.

Ao pessoal técnico do Laboratório de Construção do Instituto Superior Técnico, nomeadamente ao

Senhor Leonel Silva pela disponibilidade e apoio durante os ensaios.

À empresa ALTO – Perfis Pultrudidos Lda pelo fornecimento dos perfis de GFRP com matriz de

poliéster utilizados na investigação.

Aos meus amigos que me acompanharam e apoiaram durante esta jornada, pelo seu apoio e

incentivo, principalmente nas alturas mais difíceis nas quais sempre me influíram a continuar. Um

agradecimento especial ao meu amigo e camarada de longa data Nuno João, pelas suas sugestões e

pelo auxílio durante a pesquisa bibliográfica.

À minha família, em especial aos meus pais João e Adélia, ao meu irmão João Carlos e aos meus

avós Florinda, Maria e Joaquim, pelo incentivo, motivação e orientação não apenas durante o período

de elaboração da dissertação, como também pela presença ao longo dos anos.

À minha prima Carla Abreu pelas suas sugestões construtivas.

Um agradecimento especial à minha amiga, companheira e cara-metade Tânia por todo o seu apoio,

motivação, valor e carinho, levando-me sempre a acreditar que é possível.

vi

Ao meu filhote Tomás, pela sua irreverência e personalidade. A minha fonte de motivação e

inspiração, e a quem eu dedico este trabalho.

Por fim, ao meu amigo Daniel Simões, por todos os momentos que partilhámos e por todos os que

gostaria que partilhássemos, ficando presente o seu sentido de dedicação e o seu patriotismo.


vii

Lista de símbolos

Letras romanas

b largura do provete

h espessura do provete

s deslocamento em flexão

f frequência

A área da secção transversal do provete

E’ módulo de armazenamento em flexão

E’’ módulo de perda em flexão

Et módulo de elasticidade em tracção

F força aplicada em flexão

FSBS tensão de corte interlaminar

FT força aplicada em tracção

Fu força de rotura ao corte interlaminar

L comprimento do provete

Tg temperatura de transição vítrea

Wi valor da massa medida no dia i

Wi-1 valor da massa medida no dia anterior i-1

Letras gregas

δ ângulo de fase

1 deformação igual a 0,0005 em tracção

2 deformação igual a 0,0025 em tracção

εA amplitude inicial do ciclo de deformação

εf deformação em flexão

εt deformação em tracção

ε(t) deformação dinâmica

ζ1 tensão correspondente à extensão 1

viii

ζ2 tensão correspondente à extensão 2

ζA amplitude inicial do ciclo de tensão

ζf tensão de rotura à flexão

ζt tensão à tracção

ζ(t) tensão dinâmica


ix

Índice geral

1. Introdução ....................................................................................................................................... 1

1.1 Enquadramento geral .................................................................................................................... 1

1.2 Objectivos da dissertação .............................................................................................................. 3

1.3 Organização da dissertação .......................................................................................................... 5

1.4 Bibliografia ..................................................................................................................................... 6

2. Características gerais dos perfis pultrudidos de GFRP ............................................................ 9

2.1 Introdução ...................................................................................................................................... 9

2.2 Principais materiais ...................................................................................................................... 10

2.2.1 Fibras de reforço ................................................................................................................... 10

2.2.2 Matriz polimérica ................................................................................................................... 13

2.2.3 Material de enchimento (“cargas”) ........................................................................................ 14

2.2.4 Aditivos .................................................................................................................................. 15

2.2.5 Adesão fibra-matriz ............................................................................................................... 15

2.3 Processo de fabrico por pultrusão ............................................................................................... 16

2.4 Propriedades dos perfis pultrudidos de GFRP ............................................................................ 18

2.5 Vantagens e dificuldades na aplicação de perfis pultrudidos GFRP ........................................... 20

2.6 Áreas de aplicação de materiais FRP na construção .................................................................. 21

2.7 Bibliografia ................................................................................................................................... 27

3. Durabilidade dos perfis pultrudidos de GFRP .......................................................................... 31

3.1 Introdução .................................................................................................................................... 31

3.2 Definição de durabilidade ............................................................................................................ 32

3.3 Principais agentes de degradação .............................................................................................. 33

3.3.1 Humidade e ambientes aquosos........................................................................................... 33

3.3.1.1 Efeitos na matriz polimérica ............................................................................................... 34

3.3.1.2 Efeitos nas fibras de vidro .................................................................................................. 35

3.3.1.3 Efeitos na interface matriz-fibras........................................................................................ 36

3.3.2 Ambientes alcalinos .............................................................................................................. 37

3.3.3 Temperatura .......................................................................................................................... 39

3.3.4 Efeitos higrotérmicos ............................................................................................................. 42

3.3.5 Fluência ................................................................................................................................. 43

3.3.6 Fadiga ................................................................................................................................... 45

3.3.7 Fogo ...................................................................................................................................... 46

3.3.8 Exposição à radiação ultravioleta (UV) ................................................................................. 48

3.4 Bibliografia ................................................................................................................................... 49

x

4. Campanha experimental .............................................................................................................. 55

4.1 Introdução .................................................................................................................................... 55

4.2 Programa experimental................................................................................................................ 56

4.2.1 Estudo prévio da campanha experimental ............................................................................ 57

4.2.2 Organização da campanha experimental ............................................................................. 59

4.3. Material ....................................................................................................................................... 60

4.3.1. Perfis pultrudidos de GFRP ................................................................................................. 60

4.3.2 Preparação dos provetes ...................................................................................................... 61

4.3.2.1 Corte dos provetes ............................................................................................................. 61

4.3.2.2 Identificação ....................................................................................................................... 63

4.3.2.3 Processo de aplicação do revestimento de protecção ...................................................... 64

4.3.2.4 Processo de secagem ........................................................................................................ 65

4.4 Ambientes de exposição .............................................................................................................. 67

4.4.1 Envelhecimento por imersão ................................................................................................. 68

4.4.2 Condensação em contínuo a 40 ºC ...................................................................................... 70

4.4.3 Envelhecimento natural ......................................................................................................... 71

4.4.4 Monitorização e metodologia de controlo ............................................................................. 72

4.4.5 Procedimento após o período de exposição dos provetes ................................................... 72

4.5 Caracterização do material .......................................................................................................... 73

4.5.1 Variação de massa ............................................................................................................... 74

4.5.2 Análise mecânica dinâmica (DMA) ....................................................................................... 75

4.5.3 Ensaios mecânicos ............................................................................................................... 78

4.5.3.1 Ensaio de corte interlaminar .............................................................................................. 78

4.5.3.2 Ensaio de flexão ................................................................................................................. 81

4.5.3.3 Ensaio de tracção .............................................................................................................. 82

4.6 Bibliografia ................................................................................................................................... 84

5. Resultados e discussão .............................................................................................................. 87

5.1 Caracterização inicial do material GFRP ..................................................................................... 87

5.2 Absorção de água ........................................................................................................................ 87

5.3 Análise mecânica dinâmica (DMA) .............................................................................................. 92

5.4 Resultados dos ensaios mecânicos ............................................................................................ 97

5.4.1 Ensaio de corte interlaminar ................................................................................................. 97

5.4.2 Ensaio de flexão .................................................................................................................... 98

5.4.3 Ensaio de tracção ............................................................................................................... 101

5.5 Discussão dos resultados dos ensaios mecânicos ................................................................... 105

5.5.1 Envelhecimento dos provetes da fase 1 ............................................................................. 105

5.5.2 Envelhecimento dos provetes protegidos ........................................................................... 109


xi

5.5.3 Envelhecimento dos provetes de secagem ........................................................................ 111

5.5.4 Envelhecimento natural ....................................................................................................... 113

5.6 Conclusões ................................................................................................................................ 115

5.7 Bibliografia ................................................................................................................................. 118

6. Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros.................................................... 121

6.1 Conclusões ................................................................................................................................ 121

6.2 Perspectivas de desenvolvimentos futuros ............................................................................... 126

Anexos ................................................................................................................................................. A.1

Anexo 1 – Caracterização inicial do material GFRP ........................................................................ A.2

Anexo 2 – Absorção de água ........................................................................................................... A.3

Anexo 3 – Análise mecânica dinâmica (DMA).................................................................................. A.8

Anexo 4 – Ensaio ao corte interlaminar .......................................................................................... A.16

Anexo 5 – Ensaio à flexão .............................................................................................................. A.27

Anexo 6 – Ensaios à tracção .......................................................................................................... A.48

Anexo 7 – Ficha técnica do ligante epóxido de protecção ............................................................. A.65

xii


xiii

Índice de figuras

2. Características gerais dos perfis pultrudidos de GFRP

Figura 2.1 – Motivos que tem potenciado a aplicação de materiais compósito FRP .......................... 9

Figura 2.2 – Processo de fabrico por pultrusão ................................................................................. 17

Figura 2.3 – Secções transversais de perfis de GFRP produzidos por pultrusão ............................. 17

Figura 2.4 – Relação tensão-deformação de materiais com funcionalidade estruturais................... 19

Figura 2.5 – Tensão de rotura à tracção e módulo de elasticidade de materiais com funcionalidade

estrutural ............................................................................................................................................ 19

Figura 2.6 – Propriedades físicas de materiais com funcionalidade estrutural ................................. 20

Figura 2.7 – Escada sobre a cobertura da Estação do Rossio ......................................................... 22

Figura 2.8 – Passadiço e guarda-corpos sobre os tanques do Oceanário de Lisboa ....................... 22

Figura 2.9 – Passadiço na linha férrea da ponte 25 de Abril ............................................................. 22

Figura 2.10 – Cobertura no centro comercial Colombo ..................................................................... 22

Figura 2.11 – Betonagem de um tabuleiro de uma ponte em Greene County, Missouri, nos Estados

Unidos da América, reforçado com uma malha de perfis de GFRP.................................................. 23

Figura 2.12 – Ponte em Lérida .......................................................................................................... 23

Figura 2.13 – Ponte em Kolding ........................................................................................................ 23

Figura 2.14 – Edifício Eyecatcher ...................................................................................................... 24

Figura 2.15 – Construção estrutura de uma torre de arrefecimento in situ em perfis GFRP ............ 25

Figura 2.16 – Estrutura modular de uma torre de arrefecimento em GFRP ..................................... 25

Figura 2.17 – Cobertura de um tanque da ETAR de Vilamoura........................................................ 25

Figura 2.18 – Estrutura de uma cobertura da fábrica da Portucel em Setúbal ................................. 25

Figura 2.19 – Reabilitação do tecto do castelo de Wörlitz ................................................................ 26

3. Durabilidade dos perfis pultrudidos de GFRP

Figura 3.1 – Esquema da aplicação dos conceitos de durabilidade e tolerância à degradação ...... 32

4. Campanha experimental

Figura 4.1 – Nomenclatura relativa às dimensões dos provetes....................................................... 57

Figura 4.2 – Guarda-corpos em perfis pultrudidos de GFRP ............................................................ 61

Figura 4.3 – Tipos de provete cortados ............................................................................................. 62

Figura 4.4 – Região viável para obtenção de provetes numa secção do perfil tubular..................... 62

Figura 4.5 – Identificação tipo de um provete.................................................................................... 63

Figura 4.6 – Provete protegido e provete totalmente revestido ......................................................... 65

Figura 4.7 – Estufa de secagem dos provetes .................................................................................. 66

Figura 4.8 – Provetes em imersão ..................................................................................................... 70

Figura 4.9 – Provetes em condensação em contínuo ....................................................................... 71

Figura 4.10 – Provetes em envelhecimento natural .......................................................................... 71

Figura 4.11 – Provetes da Fase 1 e protegidos, selados antes dos respectivos ensaios ................ 73

xiv

Figura 4.12 – Provete viajante ........................................................................................................... 75

Figura 4.13 – Balança Mettler AE240 ................................................................................................ 75

Figura 4.14 – Equipamento utilizado no ensaio de DMA .................................................................. 77

Figura 4.15 – Craveira digital Absolute Digimatic .............................................................................. 79

Figura 4.16 – Prensa hidráulica Seidner Form Test .......................................................................... 80

Figura 4.17 – Unidade de aquisição de dados Spider 8 .................................................................... 80

Figura 4.18 – Estado do provete após ensaio de corte interlaminar ................................................. 80

Figura 4.19 – Estado do provete após o ensaio de flexão ................................................................ 82

Figura 4.20 – Equipamento Instron 4803 utilizado no ensaio à tracção e extensímetro acopolado . 84

5. Resultados e discussão

Figura 5.1 – Curvas de absorção dos provetes viajantes ao longo do tempo de envelhecimento

acelerado ........................................................................................................................................... 88

Figura 5.2 – Curvas de absorção dos provetes viajantes da fase 2 ao longo do tempo de

envelhecimento acelerado ................................................................................................................. 88

Figura 5.3 – Evolução da Tg dos provetes da fase 1 envelhecidos por imersão em água

desmineralizada e em solução salina ................................................................................................ 93

Figura 5.4 – Evolução da Tg dos provetes da fase 2 envelhecidos por imersão em água

desmineralizada e em condensação em contínuo ............................................................................ 94

Figura 5.5 – Curvas relativas ao E’, ao E’’ e à tan δ de um provete protegido e de um provete da

fase 1 imersos em água desmineralizada a 40 ºC durante 6 meses ................................................ 95

Figura 5.6 – Evolução da Tg dos provetes em envelhecimento natural ............................................ 96

Figura 5.7 – Evolução da tensão de rotura ao corte interlaminar nos provetes da fase 1

envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em solução salina ...................................... 97

Figura 5.8 – Variações da tensão de rotura ao corte interlaminar nos provetes da fase 1 e fase 2

envelhecidos durante 6 meses .......................................................................................................... 98

Figura 5.9 – Tensão de rotura ao corte interlaminar de provetes em envelhecimento natural durante

12 meses ............................................................................................................................................ 98

Figura 5.10 – Evolução da tensão de rotura em flexão nos provetes da fase 1 envelhecidos por

imersão em água desmineralizada e em solução salina ................................................................... 99

Figura 5.11 – Evolução da deformação de rotura em flexão nos provetes da fase 1 envelhecidos

por imersão em água desmineralizada e em solução salina ............................................................. 99

Figura 5.12 – Evolução do módulo de elasticidade em flexão nos provetes da fase 1 envelhecidos

por imersão em água desmineralizada e em solução salina ............................................................. 99

Figura 5.13 – Variações da tensão de rotura em flexão nos provetes da fase 1 e fase 2

envelhecidos durante 6 meses ........................................................................................................ 100

Figura 5.14 – Variações da deformação na rotura em flexão nos provetes da fase 1 e fase 2


Figura 5.15 – Variações do módulo de elasticidade em flexão nos provetes da fase 1 e fase 2



xv

Figura 5.16 – Variações da tensão de rotura em flexão nos provetes em envelhecimento natural

durante 12 meses ............................................................................................................................ 101

Figura 5.17 – Variações da deformação na rotura em flexão nos provetes em envelhecimento

natural durante 12 meses ................................................................................................................ 101

Figura 5.18 – Variações do módulo de elasticidade em flexão nos provetes em envelhecimento


Figura 5.19 – Evolução da tensão de rotura em tracção nos provetes da fase 1 envelhecidos por

imersão em água desmineralizada e em solução salina ................................................................. 102

Figura 5.20 – Evolução da deformação de rotura em tracção nos provetes da fase 1 envelhecidos

por imersão em água desmineralizada e em solução salina ........................................................... 102

Figura 5.21 – Evolução do módulo de elasticidade em tracção nos provetes da fase 1 envelhecidos

por imersão em água desmineralizada e em solução salina ........................................................... 102

Figura 5.22 – Variações da tensão de rotura em tracção nos provetes da fase 1 e fase 2


Figura 5.23 – Variações da deformação na rotura em tracção nos provetes da fase 1 e fase 2


Figura 5.24 – Variações do módulo de elasticidade em tracção nos provetes da fase 1 e fase 2


Figura 5.25 – Variações da tensão de rotura em tracção nos provetes em envelhecimento natural

durante 12 meses ............................................................................................................................ 104

Figura 5.26 – Variações da deformação na rotura em tracção nos provetes em envelhecimento


Figura 5.27 – Variações do módulo de elasticidade em tracção nos provetes em envelhecimento


xvi


xvii

Índice de quadros


Quadro 2.1 – Propriedade das fibras comercializadas e utilizadas no fabrico de FRP .................... 11

Quadro 2.2 – Características dos principais tipos de fibras de vidro comercializadas ..................... 12

Quadro 2.3 – Propriedades físicas e mecânicas de resinas termoendurecíveis .............................. 14

Quadro 2.4 – Propriedades mecânicas de perfis pultrudidos GFRP comercializados...................... 18


Quadro 4.1 – Ensaios a realizar e respectivas normas e dimensões dos provetes .......................... 58

Quadro 4.2 – Quantidade de provetes para a fase 2 ........................................................................ 58

Quadro 4.3 – Programa experimental ............................................................................................... 60

Quadro 4.4 – Método de identificação dos provetes por tipo de ensaio ........................................... 63

Quadro 4.5 – Método de identificação dos provetes por ambiente de envelhecimento, temperatura e

fase da investigação .......................................................................................................................... 64

Quadro 4.6 – Tipo de provete analisado para cada ambiente de exposição .................................... 68

Quadro 4.7 – Provetes viajantes ....................................................................................................... 74


Quadro 5.1 – Valores das tensões de rotura ao corte interlaminar, à flexão e à tracção dos provetes

da fase 1 .......................................................................................................................................... 105

Quadro 5.2 – Valores da deformação e do módulo de elasticidade na rotura dos provetes da fase 1

......................................................................................................................................................... 107


protegidos ........................................................................................................................................ 109

Quadro 5.4 – Valores da deformação e do módulo de elasticidade na rotura dos provetes

protegidos ........................................................................................................................................ 109

Quadro 5.5 – Valores da tensão de rotura ao corte interlaminar e à flexão dos provetes de secagem

......................................................................................................................................................... 111

Quadro 5.6 – Valores da deformação e do módulo de elasticidade na rotura dos provetes de

secagem ........................................................................................................................................... 112


em envelhecimento natural .............................................................................................................. 113

Quadro 5.8 – Valores da deformação e do módulo de elasticidade na rotura dos provetes em

envelhecimento natural .................................................................................................................... 114

xviii


1

1. Introdução

1.1 Enquadramento geral

A durabilidade dos materiais tradicionais aplicados na construção tem influenciado as práticas de

dimensionamento e a própria regulamentação em vigor [1.1]. As limitações de durabilidade,

particularmente do aço e do betão armado, aliadas aos exigentes e crescentes ritmos de construção

têm tido um efeito impulsionador no desenvolvimento de novos materiais estruturais [1.2;1.3].

No caso dos E.U.A., verifica-se que actualmente uma grande variedade de infra-estruturas de apoio à

rede de transportes e com finalidade habitacional, construídas durante um largo período de expansão

entre 1950 e 1970, estão a atingir um período de vida crítico devido a sinais de deterioração e de

funcionalidade reduzida. Este facto advém da agressão de agentes ambientais, do envelhecimento

dos componentes estruturais, do aumento de tráfego no caso de infra-estruturas de apoio rodoviário,

do conhecimento insuficiente do impacte da durabilidade dos materiais na fase de dimensionamento

e da ausência de planos de manutenção ou do recurso a medidas de manutenção ou de reabilitação

inadequadas, ao longo do período de vida da estrutura. A consequente diminuição da capacidade

funcional das infra-estruturas devido à deterioração resulta em impactes sócio-económicos

relevantes, que deverão ser minorados e o seu aparecimento retardado [1.4]. São aliás as

reabilitações crescentes a nível estrutural de diversas infra-estruturas que impulsionaram a

necessidade de elaborar planos de inspecção e manutenção para novas estruturas, de modo a

prolongar a sua durabilidade [1.5].

É neste contexto que os materiais plásticos reforçados com fibras (FRP, do inglês, fibre reinforced

polymer) têm vindo a surgir como uma alternativa no sector da construção. No caso particular de

perfis pultrudidos de GFRP (do inglês, glass fibre reinforced polymer), têm sido diversas as áreas de

aplicação. Numa fase primordial, os perfis foram aplicados quase exclusivamente em elementos não

estruturais ou em estruturas secundárias, onde algumas das suas vantagens potenciais eram

evidentes face aos materiais tradicionais. Contudo, nos últimos anos, o número de aplicações em

estruturas primárias tem vindo aumentar, quer em novas obras de coberturas, edifícios, pontes

pedonais e rodoviárias, quer em obras de reabilitação, sobretudo na substituição de elementos

estruturais degradados, tanto em edifícios, como em pontes [1.1;1.3].

Os perfis de GFRP têm demonstrado um elevado potencial, apresentando como vantagens as

elevadas relações rigidez/peso próprio, as elevadas relações resistência/peso próprio, o reduzido

peso próprio, a durabilidade em ambientes agressivos e quimicamente adversos, a resistência à

fadiga e à corrosão, a transparência electromagnética, o bom isolamento eléctrico e a possibilidade

do processo de fabrico por pultrusão permitir a produção de diversas formas estruturais [1.1;1.6].

1. INTRODUÇÃO

2

No entanto, alguns obstáculos têm retardado a aceitação dos perfis de GFRP [1.1]. A utilização de

FRP na construção de navios, gasodutos, tanques de armazenamento e em equipamento

quimicamente resistente utilizado na indústria petrolífera comprova o desempenho do material em

ambientes severos e corrosivos [1.3]. Contudo, no sector da construção, donos de obra e

engenheiros civis exigem dados mais abrangentes e concretos sobre a durabilidade do material, visto

que é expectável que o material garanta as suas características estruturais durante um período de

vida superior a 50 anos, estando sujeito às condições de serviço previstas e aos diversos agentes de

degradação e respectivos efeitos sinergéticos [1.1;1.2;1.4]. Questões técnicas como a

deformabilidade, a susceptibilidade a fenómenos de instabilidade e as ligações entre perfis GFRP

reforçam a necessidade de se aprofundar o conhecimento sobre as características dos compósitos de

GFRP [1.1].

O custo inicial dos perfis de GFRP é outro factor que minora a competitividade em relação aos

materiais tradicionais. Contudo, a durabilidade, aliada ao reduzido peso próprio do material, e à

consequente facilidade de aplicação e redução do peso próprio das estruturas, pode contribuir para a

competitividade do material GFRP tendo em conta o seu custo efectivo e beneficiando da redução

dos custos de manutenção e do aumento do período de vida útil da estrutura [1.7].

A durabilidade é identificada por diversos autores como uma das lacunas mais críticas entre o

conhecimento necessário e o conhecimento adquirido. Os estudos realizados sobre este tema são

ainda reduzidos e os resultados apresentados por vezes divergentes. Em determinadas situações, as

condições dos ambientes de envelhecimento acelerado têm sido demasiado exigentes, originando

uma degradação excessiva e estimativas relativas à durabilidade do material GFRP demasiado

conservativas [1.8]. Países como o Canadá e os EUA, cuja corrosão e degradação das

infra-estruturas em aço e betão armado é actualmente um grave problema, já começaram a definir

normas relativamente ao ensaio de compósitos de GFRP em ambientes acelerados, promovendo a

pesquisa de soluções alternativas aos materiais tradicionais [1.4; 1.8].

O alargamento do conhecimento sobre a durabilidade dos compósitos de GFRP, e a consolidação da

informação disponível sobre os fenómenos de deterioração provocados pelos diversos agentes de

degradação, são factores primordiais para o aumento da credibilidade do material GFRP como

material estrutural e para o desenvolvimento de regulamentação sustentada [1.9]. Não só é

importante perceber os fenómenos de degradação, como é igualmente fundamental compreender a

actuação de diferentes agentes de degradação, actuando em simultâneo, e quais os efeitos

sinergéticos que daí advêm. Conhecer os efeitos é, no entanto, insuficiente, sendo igualmente

importante perceber como surgem os fenómenos de degradação ao longo do tempo e como se

reflectem na durabilidade dos perfis de GFRP, em condições de envelhecimento natural. É neste

contexto que se enquadra o tema da presente dissertação.


3

1.2 Objectivos da dissertação

O objectivo principal da presente dissertação consiste na análise da durabilidade de perfis pultrudidos

de GFRP com matriz de poliéster insaturado, utilizados no sector na construção, sendo a área da

reabilitação estrutural um dos exemplos de aplicação. O estudo incidiu essencialmente sobre a

durabilidade do material, importando destacar que o conceito de durabilidade se refere à capacidade

do material em conservar as suas características iniciais ao longo do tempo.

Existem alguns estudos relativos à durabilidade de perfis de GFRP, nomeadamente a nível

internacional; contudo, abordam geralmente poucos agentes de degradação ou amostras reduzidas.

Nesse sentido, foi desenvolvida uma investigação que englobasse diversos factores de degradação a

actuar em simultâneo O projecto de investigação, no qual se integra a presente dissertação, foi

iniciado em 2009, no âmbito da parceria entre o Instituto Superior Técnico e o Laboratório Nacional

de Engenharia Civil. No seguimento de uma primeira campanha de ensaios, resultaram as

dissertações de Costa [1.10] e Carreiro [1.11], que compilaram e analisaram o comportamento do

material GFRP de poliéster insaturado e de viniléster, respectivamente, após a exposição a diversos

ambientes de envelhecimento acelerado, ao longo de 9 meses. Foram avaliados os impactes da

humidade, da água salgada, da temperatura, da radiação ultravioleta (UV) e dos efeitos sinergéticos

entre os agentes de degradação. Continuando a análise iniciada por Costa [1.10], surgiu a

necessidade de se aprofundar o conhecimento dos efeitos higrotérmicos nos provetes de GFRP de

poliéster insaturado para um período de exposição mais alargado (superior a 9 meses).

Para além do referido, os fenómenos de degradação que ocorrem nos compósitos GFRP não são

todos irreversíveis. A análise da reversibilidade da degradação após a exposição a efeitos

higrotérmicos foi outra das questões que motivou o desenvolvimento da presente dissertação.

Algumas publicações recentes referem que as condições perante as quais os provetes estão

expostos aos diversos ambientes de envelhecimento acelerado poderão originar resultados

demasiado conservativos. No caso da investigação em curso, a preparação dos provetes incluiu o

corte do material GFRP nas dimensões normalizadas, relativas aos ensaios mecânicos realizados,

expondo as faces de corte durante o período de exposição. Em condições usuais, o material não se

encontra nestas circunstâncias, podendo ter estado durante a campanha experimental mais

susceptível à absorção de humidade e, consequentemente, ter conduzido a resultados mais

conservativos. Considerou-se relevante compreender se, pelo facto das faces de corte não se

encontrarem nas mesmas condições das restantes faces, isso poderia originar resultados demasiado

conservativos.

Neste contexto, foram delineados os seguintes aspectos, com o intuito de validar os objectivos

referidos:

garantir as mesmas características dos ambientes de envelhecimento acelerado definidas

durante a primeira fase da investigação;

1. INTRODUÇÃO

4

caracterizar física e mecanicamente o material GFRP de poliéster insaturado em estudo;

analisar as propriedades físicas e químicas do material ao longo dos diversos períodos de

envelhecimento e para os vários ambientes de exposição (envelhecimento acelerado e

natural);

avaliar o efeito das condições ambientais na durabilidade do material, através do seu

desempenho mecânico e físico;

averiguar a reversibilidade da variação das características constatada ao longo do tempo,

perante os diversos ambientes de envelhecimento acelerado;

verificar se os resultados obtidos durante a primeira fase da investigação são passíveis de

apresentar um carácter conservativo.

O material utilizado na campanha experimental que integrou o âmbito da presente dissertação foi

fornecido pela empresa “ALTO – Perfis Pultrudidos, Lda.” e pertencem ao mesmo lote do material

utilizado durante a primeira fase da investigação realizada por Costa [1.10]. Os perfis utilizados

apresentavam uma secção quadrada oca.

O material GFRP com matriz de poliéster insaturado foi exposto a ambientes de envelhecimento

acelerado e natural. No caso dos ambientes de envelhecimento acelerado, procurou-se replicar os

efeitos higrotérmicos da temperatura e da humidade, agentes cujos efeitos demonstraram um maior

impacte durante a primeira fase da investigação. No caso do envelhecimento natural, apenas foi

possível averiguar os resultados após um ano de exposição às condições da região de Lisboa. A

exposição em condições naturais manter-se-á durante 10 anos, com o objectivo de se obter dados

que permitam sustentar a elaboração de um modelo de previsão da durabilidade do material GFRP

de matriz de poliéster insaturado.

Foram definidos três tipos de provetes com o intuito de se analisar os objectivos propostos, através

dos ambientes de envelhecimento acelerado. O primeiro grupo contemplou a caracterização

mecânica imediatamente após a exposição aos agentes de degradação, com o objectivo de se avaliar

os efeitos provocados por estes no desempenho do material. Este conjunto de provetes esteve

alinhado com a metodologia adoptada durante a primeira fase da investigação. O segundo grupo

caracterizou-se pela exposição dos provetes a um período de secagem, após a permanência durante

um determinado tempo aos diversos ambientes de envelhecimento acelerado, com o intuito de se

analisar a reversibilidade dos fenómenos de degradação. O terceiro conjunto foi constituído por

provetes cujas faces de corte foram revestidas com uma camada de protecção, com a finalidade de

se compreender qual o impacte que a exposição directa das faces de corte aos agentes de

degradação tem nos resultados obtidos e, consequentemente, se os dados obtidos para os provetes

nestas condições são efectivamente conservativos.


5

1.3 Organização da dissertação

A presente dissertação encontra-se organizada em seis capítulos.

Este primeiro capítulo visa introduzir o tema desenvolvido e contextualizar a sua importância na área

da engenharia civil. Engloba ainda a descrição dos objectivos propostos a alcançar.

O segundo capítulo refere-se às características gerais dos perfis pultrudidos de GFRP. São definidos

os principais materiais constituintes e é descrito o processo de fabrico. O capítulo apresenta também

as propriedades físicas e mecânicas de perfis pultrudidos de GFRP comercializados pelo fabricante

do material utilizado na investigação, por uma empresa de referência europeia e por outra empresa

de referência americana. São ainda abordadas as vantagens e dificuldades da aplicação dos perfis

na Engenharia Civil e exemplificadas algumas áreas onde já foram utilizados.

O terceiro capítulo é dedicado ao estudo bibliográfico relativo à durabilidade de perfis pultrudidos de

GFRP. Descreve-se o conceito de durabilidade de forma mais pormenorizada e são abordados os

principais agentes de degradação, baseando a fundamentação numa vasta pesquisa bibliográfica e

nos resultados e conclusões obtidos por diversos autores. No caso da humidade e da exposição a

ambientes aquosos, os fenómenos de degradação que ocorrem no material são detalhados com base

nos impactes que ocorrem na matriz, nas fibras e na interface matriz-fibras. A pesquisa bibliográfica

sobre este agente de degradação é mais minuciosa, pelo facto de diversos autores se referirem a ele

como um dos principais impulsionadores da degradação do material GFRP e pela maioria dos

ambientes de envelhecimento da campanha experimental terem como objectivo a análise da

influência da humidade e da exposição a ambientes aquosos a diversas temperaturas.

O quarto capítulo aborda os procedimentos experimentais adoptados ao longo da campanha

experimental. Refere o programa experimental adoptado, com base no estudo prévio realizado e

apresenta a sua organização. Neste capítulo é mencionada a origem dos perfis pultrudidos GFRP de

matriz de poliéster insaturado e descrita a preparação dos provetes, a metodologia de identificação,

as características dos ambientes de exposição e os respectivos métodos de monitorização. O

capítulo engloba ainda os procedimentos dos ensaios de caracterização física e mecânica do material

estudado.

No quinto capítulo, são apresentados os resultados experimentais obtidos e é realizada a respectiva

discussão. Procurou-se ainda correlacionar os valores obtidos e a evolução do comportamento do

material GFRP analisado com dados e conclusões publicadas por outros autores.

O sexto capítulo refere-se às conclusões e aborda as perspectivas de desenvolvimentos futuros,

propostas com base no estudo realizado.

1. INTRODUÇÃO

6

Em anexo, são apresentados de forma mais detalhada os resultados obtidos durante a campanha

experimental que integrou a presente dissertação.

1.4 Bibliografia

[1.1] Correia, J. R., “Perfis pultrudidos de fibra de vidro (GFRP). Aplicação de vigas mistas

GFRP-Betão na construção”, Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em Construção,

Instituto Superior Técnico, Universidade Técnica de Lisboa, Março, 2004.

[1.2] Cabral-Fonseca, S., Correia, J. R., Costa, R., Carreiro, A., Rodrigues, M. P., Eusébio, M. I.,

Branco, F. A., “Environmental degradation of GFRP pultruded profiles made of polyester and

vinylester resins”, 15th International Conference on Composite Structures, Porto, 2009.

[1.3] Correia, J. R., Branco, F. A., Ferreira, J. G., “Perfis pultrudidos de fibra de vidro: um material

para a reabilitação estrutural”, Construção Magazine, No. 28, 21-26, 2008.

[1.4] Karbhari, V. W., “Durability of composites for civil structural applications”, Woodhead Publishing

Limited, Cambridge, England, 2007.

[1.5] Appleton, J., “Inspecção e reabilitação de pontes”, Palestra realizada no Instituto Superior

Técnico, 15 de Setembro de 2005.

[1.6] Kim, H., Park, Y., You, Y., Moon, C., “Short term durability test for GFRP rods under various

environmental conditions”, Composite Structures, Vol. 83, No. 1, 37-47, 2008.

[1.7] Pritchard, G., “Reinforced plastics durability”, Woodhead Publishing Limited, Cambridge,

England, November, 1998.

[1.8] Robert, M., Wang, P., Cousin, P., Benmokrane, B., “Temperature as an accelerating factor for

long-term durability testing FRPs: should there be any limitations?” Journal of Composites for

Construction, Vol. 14, No. 4, 361-366, 2010.

[1.9] Karbhari, V. M., “Gap analysis for durability of fiber reinforced polymer composites in civil

infrastructures – Chapter 1: Introduction”, CERF, 2001.

[1.10] Costa, R. L., “Durabilidade de perfis pultrudidos de poliéster reforçado com fibras de vidro

(GFRP)”, Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior

Técnico, Universidade Técnica de Lisboa, Novembro, 2009.


7

[1.11] Carreiro, A., “Durabilidade de perfis pultrudidos de viniléster reforçado com fibras de vidro

(GFRP)”, Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior

Técnico, Universidade Técnica de Lisboa, Maio, 2010.

1. INTRODUÇÃO

8


9


2.1 Introdução

Os materiais compósitos FRP têm vindo a alargar o seu campo de aplicação nos últimos anos. No

caso particular da construção, é crescente o número de estudos que se têm vindo a efectuar, com o

intuito de comprovar a viabilidade da aplicação de compósitos FRP em detrimento dos materiais

tradicionais. Vantagens como a maior durabilidade, a elevada resistência em ambientes agressivos, a

maior leveza e a inexistência de interferência electromagnética são factores que têm potenciado a

aplicabilidade dos materiais compósitos FRP na construção [2.1]. A figura 2.1 exemplifica os motivos

mais relevantes, segundo os quais se têm vindo a basear diversos estudos.

Figura 2.1 – Motivos que tem potenciado a aplicação de materiais compósito FRP (adaptado de [2.1])

Os materiais convencionais como o aço, a madeira e o betão, vastamente aplicados na construção,

têm vindo a revelar um acréscimo dos custos de manutenção e reparação, nomeadamente em

infra-estruturas com períodos de vida a ultrapassar 40 anos. Factores como o envelhecimento dos

materiais, os efeitos ambientais, a utilização das infra-estruturas ou a sua sobreutilização, e

manutenções ou medidas de reabilitação inadequadas têm influenciado a celeridade da deterioração

e a redução da funcionalidade de diversas infra-estruturas, com impactos sócio-económicos

relevantes em determinados casos [2.2]. São exemplo desse facto o número de pontes que

necessitam de reparação só nos Estados Unidos da América. Estima-se que, neste país, das

aproximadamente 575.000 pontes, 42% necessitem de reabilitação, nomeadamente devido a

problemas de corrosão nos tabuleiros [2.3].

O recurso aos materiais convencionais na reabilitação de infra-estruturas é, em diversos casos,

bastante limitativo. A rápida degradação em ambientes agressivos e a limitação da adaptação dos

materiais às estruturas existentes são factores condicionantes. Outro aspecto é o aumento

- Problemas de durabilidade devido à corrosão.

- Reabilitação e reforço estrutural.

- Eficiência dos processos construtivos; - Reabilitação e reforço estrutural; - Aplicações electromagnéticas.

2. CARACTERÍSTICAS GERAIS DOS PERFIS PULTRUDIDOS DE GFRP

10

substancial do peso próprio que a utilização de materiais convencionais, nomeadamente o aço,

confere quando aplicados em reabilitação, o que restringe a eficiência da estrutura em termos de

funcionalidade. É com base nestes condicionalismos que surge a necessidade de se desenvolverem

novos materiais e tecnologias, que permitam melhorar o desempenho das estruturas, de forma

funcional, eficiente e duradoura [2.2].

Os perfis de GFRP surgem na reabilitação de infra-estruturas como um material de grande potencial.

Apresentam como vantagens as elevadas relações rigidez/peso próprio e resistência/peso próprio, o

reduzido peso próprio, a durabilidade em ambientes agressivos, a resistência à fadiga e à corrosão, a

transparência electromagnética, o isolamento eléctrico e a possibilidade de produzir qualquer forma

[2.2;2.4]. Pritchard [2.5] complementa que o recurso a perfis compósitos de GFRP pode ser

igualmente bastante competitivo ao se analisar comparativamente o custo efectivo em relação aos

materiais convencionais. Por outras palavras, tendo em conta as vantagens associadas à sua

durabilidade e a consequente redução de custos de manutenção e aumento do período de vida da

estrutura, bem como o reduzido peso próprio dos perfis de GFRP que facilitam a sua aplicação.

Neste capítulo, são descritas as características gerais dos perfis pultrudidos de GFRP e referenciados

alguns casos de aplicação.

2.2 Principais materiais

Um material compósito resulta da combinação macroscópica de pelo menos dois materiais distintos,

interligados através de uma interface finita [2.6]. Um dos constituintes são as fibras de reforço, cujo

papel é proporcionar grande parte da rigidez e resistência mecânica. O outro constituinte base é a

matriz, cuja função é unificar os diversos componentes, proporcionando a transferência das cargas

aplicadas no perfil compósito, entre as diversas fibras constituintes. É precisamente a existência de

um material de reforço (fibras) que distingue um material compósito de um material plástico [2.3; 2.6].

Ao material compósito são adicionadas em diversas ocasiões materiais de enchimento, denominados

de fillers, e aditivos, com intuito de melhorar determinadas características, como por exemplo a

protecção electromagnética, a condutividade eléctrica e a redução da inflamabilidade, ou apenas com

o objectivo de reduzir o custo [2.6].

Neste subcapítulo 2.2, são descritas as características dos referidos constituintes.

2.2.1 Fibras de reforço

As fibras passíveis de serem utilizadas como constituinte conferidor da resistência mecânica e rigidez

do material compósito podem advir de diversos materiais, com origem natural ou sintética. Na


11

engenharia civil, as fibras frequentemente utilizadas são as de vidro (G1), de aramida (A

2) (ou Kevlar

(K3)) e as de carbono (C

4) [2.4; 2.8; 2.9]. O recurso aos diferentes tipos de fibras dependerá da

avaliação das condições de utilização, da resistência, da rigidez, da durabilidade e do custo

exigido [2.7; 2.9].

Na aplicação de perfis compósitos em FRP como material estrutural, as fibras são o constituinte

responsável pela resistência mecânica. Quando o material é solicitado por uma carga exterior, a força

aplicada é transferida para as fibras por intermédio da interface fibra-matriz. Contudo, as fibras são

um constituinte que, isoladamente, apresenta fragilidade, ocorrendo nomeadamente roturas em

zonas localizadas. Este facto não implica a incapacidade de uma estrutura resistir ao colapso mas

reforça a importância da interacção dos diversos constituintes que originam o material compósito. A

matriz desempenha o papel sinergético de conter a propagação de roturas nas fibras e transferir uma

carga exterior às diversas fibras do material FRP, potenciando a sua capacidade resistente [2.10]. É

portanto importante definir a quantidade de fibras e a respectiva orientação, de acordo com o tipo e

com os esforços a que a estrutura estará sujeita [2.9].

No quadro 2.1, são apresentadas as características mecânicas e físicas de fibras usualmente

comercializadas.

Quadro 2.1 – Propriedade das fibras comercializadas e utilizadas no fabrico de FRP (adaptado de [2.11])

Propriedades

Carbono Aramida Vidro

Fibra poliacrilonitrila Origem betuminosa Kevlar

49 Twaron

Technora Tipo

E Alcalina

resistente Elevada resistência

Elevado módulo de

elasticidade Comum

Elevado módulo de

elasticidade

Resistência à tracção (MPa)

3430 2450-3920 764-980 2940-3430 2744 3430 3430-3528

1764-3430

Módulo de elasticidade

(GPa)

196- 235 343-637 37-39 392-784 127 72,5 72,5-73,5

68,6-70

Extensão na rotura (%)

1,3-1,8 0,4-0,8 2,1-2,5 0,4-1,5 2,3 4,6 4,8 4-5

Massa volúmica (g/cm

3)

1,7-1,8 1,8-2,0 1,6-1,7 1,9-2,1 1,45 1,39 2,6 2,27

Diâmetro (μm) 5-8 9-18 12 8-12

Das fibras referidas, as de vidro são as mais utilizadas na construção, nomeadamente devido à

elevada resistência e ao preço mais atractivo. São ainda vantagens a assinalar a resistência à

temperatura, a isotropia de expansão térmica, a boa aderência às matrizes poliméricas e a boa

1 Sigla do inglês Glass

2 Sigla do inglês Aramid

3 Sigla do inglês Kevlar

4 Sigla do inglês Carbon


12

resistência química. Apresentam, no entanto, um módulo de elasticidade inferior ao das restantes

fibras e reduzida resistência à humidade, à rotura por fadiga e a ambientes alcalinos [2.9].

São comercializados diversos tipos de fibras de vidro, sendo exemplo as fibras designadas de E, S,

AR e C. As fibras C definem-se por uma resistência à corrosão melhorada, enquanto as fibras AR se

caracterizam por uma resistência melhorada aos álcalis. As fibras E e S são as mais comercializadas,

sendo o primeiro tipo utilizado em muito maior percentagem. As fibras E apresentam uma elevada

resistência mecânica, química e bom isolamento eléctrico. As fibras S apresentam uma resistência

mecânica superior às fibras E mas, em contrapartida, um preço mais elevado [2.4; 2.8].

No quadro 2.2, encontram-se discriminadas as propriedades físicas e mecânicas de três tipos das

principais fibras de vidro comercializadas.

Quadro 2.2 – Características dos principais tipos de fibras de vidro comercializadas (adaptado de [2.1])

Tipo de fibra

Massa volúmica

Resistência

à tracção

Módulo de

elasticidade

Extensão

na rotura

Coeficiente de

dilatação térmica Coeficiente

de Poisson

Kg/m3

MPa GPa % 10-6

/ºC

Vidro – E 2500 3450 72,4 2,4 5 0,22

Vidro – S 2500 4580 85,5 3,3 2,9 0,22

Vidro – AR 2270 1800-3500 70-76 2,0-3,0 - -

O rácio entre o comprimento e o diâmetro das fibras influencia as características mecânicas dos

materiais compósitos. Na produção de um perfil de GFRP, as fibras de reforço podem ser aplicadas

de forma descontínua ou contínua. As fibras descontínuas apresentam um rácio

comprimento/diâmetro reduzido e, quando aplicadas aleatoriamente, proporcionam ao material

compósito um comportamento isotrópico. Influenciam ainda a rigidez, promovendo o comportamento

visco-elástico do perfil de GFRP. Em contrapartida, as fibras contínuas aumentam a rigidez e a

resistência mecânica do material compósito. A optimização da resistência mecânica e rigidez de um

perfil de GFRP não equivale a que o comprimento das fibras seja equivalente ao comprimento do

perfil; contudo deverá ser tal que, para acréscimos de comprimento, a resistência mecânica e o

módulo de elasticidade se mantenham constantes [2.6].

As fibras são produzidas em filamentos contínuos e geralmente aplicadas sob a forma de mechas ou

de mantas. No caso das mechas, os filamentos podem ser torcidos (yarn) ou não (rovings), ou

disponibilizados em fibras curtas (chopped). As mantas adequam-se à execução de formas planas e

são produzidas através da tecelagem dos filamentos em padrões pré-definidos. As mantas de reforço

podem ser concebidas mediante uma diversidade de padrões, recorrendo a fibras contínuas ou

curtas, dispostas aleatoriamente ou direccionadas e entrelaçadas ou aglutinadas entre elas. Em

determinados casos, as fibras de reforço podem ser combinadas, com base em processos têxteis,


13

numa cofragem tridimensional. Isto permite a execução de toda a estrutura de reforço antes do

envolvimento da matriz, em analogia ao realizado no betão armado [2.4; 2.6].

Às fibras são genericamente aplicados lubrificantes anti-estáticos, que as protegem de danos

infligidos durante o fabrico, e aglutinadores resinosos que contribuem para a aglomeração dos

filamentos em mechas. Estes produtos favorecem ainda a adesão entre as fibras e a matriz do

material compósito e protegem as fibras da degradação dos agentes ambientais [2.4].

Em suma, as fibras de reforço são a primeira de diversas opções, mediantes as quais os materiais

compósitos apresentam a capacidade única de se adaptarem ao desempenho pretendido, agregando

ainda a optimização económica ao design mais eficiente [2.7].

2.2.2 Matriz polimérica

A matriz, em concordância com as fibras de reforço, é um componente base na produção de um

material compósito. Desempenha um papel fundamental na resistência do material e na sua

durabilidade [2.6].

A primeira função da matriz é aglutinar as fibras de reforço e aglomerar os diversos constituintes,

dando origem a um material compósito. Aliada a esta funcionalidade, a matriz permite que as tensões

exteriores aplicadas no material sejam distribuídas pelas diversas fibras, aumentando a capacidade

resistente do material e garantindo que as fibras se mantenham na posição pretendida. O

envolvimento das fibras garante ainda a sua protecção a agentes de degradação ambientais, a

resistência à abrasão e evita a encurvadura das fibras devido a tensões internas de compressão.

Durante a selecção da matriz para um determinado material compósito, é muito importante avaliar se

a matriz é química, térmica e mecanicamente compatível com as fibras de reforço [2.6; 2.8; 2.9].

Os polímeros sintéticos utilizados como matriz de um material compósito podem ser de dois tipos: do

tipo termoendurecível ou do tipo termoplástico. Os polímeros termoendurecíveis são materiais de

estrutura tridimensional que são endurecidos através de um processo de cura, geralmente pela acção

do calor, o qual provoca reacções químicas de polimerização. Após o processo de cura, o material

apresenta-se no seu estado final como um produto insolúvel e infusível, ou seja, devido à reticulação

sofrida durante o processo de cura, o estado do material não é reversível. No caso dos polímeros

termoplásticos, o material pode alternar entre um estado plástico e um estado rígido quando aquecido

e arrefecido respectivamente [2.12]. Os polímeros termoplásticos apresentam a vantagem de

poderem ser reprocessados, contudo devido à viscosidade que apresentam, não permitem a

facilidade de impregnação das fibras nem a capacidade de adesão que caracterizam as resinas

termoendurecíveis [2.8]. Estes são materiais com maior resistência a impactos e micro-fissurações,

nomeadamente por apresentarem maior ductilidade e tenacidade [2.12].


14

Os polímeros termoendurecíveis são os mais utilizados no fabrico de FRP, nomeadamente devido à

capacidade de adesão e de impregnação das fibras, o que permite uma melhor transmissão de

esforços e um suporte físico contra a instabilidade das fibras sob acções de compressão [2.12]. Esta

capacidade é conseguida a um nível intermédio de polimerização, ao qual corresponde um estado

líquido de reduzida viscosidade [2.8]. Proporcionam ainda uma melhor estabilidade térmica e química,

e menor retracção e relaxação. No caso das resinas termoplásticas, o elevado grau de viscosidade

dificulta o fabrico de compósitos de FRP, através de um sistema de produção viável, particularmente

na combinação com fibras contínuas [2.12]. No quadro 2.3, apresentam-se algumas propriedades das

resinas termoendurecíveis mais utilizadas.

Quadro 2.3 – Propriedades físicas e mecânicas de resinas termoendurecíveis [2.13]

Propriedades Unidades Poliéster Viniléster Epóxi Fenólicas

Resistência à tracção MPa 65 82 90 40

Módulo de elasticidade GPa 4,0 3,5 3,0 2,5

Extensão na rotura % 2,5 6,0 8,0 1,8

Massa volúmica g/cm3 1,2 1,12 1,2 1,24

Entre os polímeros termoendurecíveis, a resina de poliéster insaturado é a mais utilizada. Apresenta

como principais vantagens a reduzida viscosidade, o reduzido tempo de cura, a estabilidade

dimensional e o baixo custo. Caracteriza-se ainda por uma elevada resistência química e eléctrica e

pelo seu desempenho mecânico. A retracção volumétrica durante o processamento surge como uma

desvantagem, uma vez que pode originar tensões internas [2.3; 2.12].

2.2.3 Material de enchimento (“cargas”)

Os materiais de enchimento (ou “cargas”) são constituintes inorgânicos, utilizados sem funcionalidade

estrutural e com o intuito de melhorar determinadas características, como é o caso da resistência ao

fogo (devido à origem inorgânica), da tenacidade do material, da fluência, da condutividade térmica e

do isolamento electromagnético [2.6].

A utilização de materiais de enchimento aumenta a viscosidade da resina e diminui a retracção

durante o processo de cura. Como consequência, reduz o aparecimento de fissuras em zonas de

descontinuidade e em zonas com elevado teor de resina. As “cargas” melhoram ainda a resistência

química e a resistência aos agentes ambientais de degradação. Em contrapartida, afectam

negativamente a resistência mecânica do material compósito, apesar de favorecerem o aumento da

rigidez [2.8]. A sua aplicação tem ainda a vantagem de reduzir os custos do produto final, podendo

representar cerca de 50 % do peso total dos constituintes de um perfil de GFRP destinado a fins não

estruturais [2.4].


15

As substâncias mais utilizadas são o carbonato de cálcio, a alumina, o caulino e o sulfato de cálcio. A

alumina e o sulfato de cálcio são geralmente utilizados com o propósito de minorar a inflamabilidade e

a produção de fumo durante uma situação de incêndio [2.4].

2.2.4 Aditivos

Entre os constituintes de um material compósito FRP, encontram-se frequentemente aditivos que

visam melhorar as suas propriedades e facilitar o processamento. Utilizados em quantidades

reduzidas, são integrados no produto final, tendo por base as propriedades específicas exigidas à

matriz, os agentes de degradação a que o material estará sujeito e a coloração pretendida [2.12].

Os objectivos mais comuns com o recurso a aditivos são a diminuição da retracção, a diminuição do

teor de vazios e a diminuição da inflamabilidade e da produção de fumos tóxicos em caso de

incêndio. Através da adição de partículas metálicas, é possível melhorar a condutividade eléctrica e

aumentar a interferência electromagnética através da utilização de materiais condutores. Na situação

inversa, quando se pretende reduzir a atracção de cargas eléctricas que podem provocar incêndios,

choques eléctricos ou atrair poeiras, recorre-se a agentes anti-estáticos. Os efeitos da radiação

ultra-violeta, nomeadamente a perda de brilho, a descoloração, a fendilhação e a desintegração

podem ser reduzidos através da adição de estabilizadores ultra-violeta. No caso da oxidação dos

polímeros, esta pode ser retardada ou inibida com recurso a antioxidantes. A utilização de

precursores de espuma promove o aumento da capacidade de isolamento térmico e a redução da

retracção. Numa vertente estética, é ainda possível atribuir uma coloração pretendida através da

aplicação de corantes [2.4].

2.2.5 Adesão fibra-matriz

Um material compósito FRP consiste na combinação de uma resina polimérica com fibras de reforço,

com propriedades físicas, químicas e mecânicas próprias de cada material. A interface fibra-matriz

desempenha o papel relevante de conjugar e estabelecer sinergias entre as propriedades que

caracterizam os constituintes. A optimização das ligações na interface fibra-matriz melhora o

desempenho do material compósito, nomeadamente as suas características mecânicas, propriedades

cujos constituintes (fibras de reforço e matriz) não conseguiriam alcançar de forma isolada. A adesão

entre a matriz e as fibras é, no entanto, bastante influenciada pelos efeitos higrotérmicos e pela

difusão da humidade, que podem originar reacções químicas e fenómenos de plasticização que se

repercutem na durabilidade do material compósito FRP [2.14].

A área de contacto entre os principais constituintes é outro factor com um impacto relevante na

resistência mecânica do material compósito FRP. Uma área de interface maior permite uma melhor

transferência de cargas entre a matriz e as fibras de reforço e, consequentemente, melhora a

resistência mecânica do material FRP [2.14]. Contudo, a resistência e rigidez da interface fibra-matriz

é também influenciada pelo ângulo entre as cargas aplicadas e as fibras. Os valores mais favoráveis

de rigidez e resistência na interface são obtidos quando as direcções das solicitações e das fibras


16

coincidem, sendo mais elevados consoante a área de adesão e as ligações estabelecidas entre os

constituintes do material compósito FRP [2.8, 2.13].

A interface fibra-matriz, apesar de não ser um material constituinte de um compósito FRP, perante

determinada complexidade e através das ligações que se estabelecem entre as fibras de reforço e a

matriz, também se pode diferenciar fisicamente dos restantes materiais constituintes. No caso em que

se estabelecem ligações fortes, gera-se uma zona finita que estabelece uma continuidade entre as

fibras e a matriz e que apresenta características mecânicas e físicas, intermédias aos dois

constituintes [2.8]. Por este motivo e pelo facto de a interface ser uma região de adesão entre a

matriz e as fibras, ocorrem determinados impactos característicos nesta zona devido aos principais

agentes de degradação, a cargas aplicadas no material compósito FRP e a tensões internas que

poderão surgir como consequência dos dois motivos referidos, e que afectam a durabilidade do

compósito [2.14]. Contudo, nem sempre é possível identificar fisicamente a interface, nomeadamente

nos casos em que as ligações entre os constituintes são fracas [2.8].

No caso dos estudos efectuados a materiais compósitos FRP, são diversos os autores que destacam

o papel da interface fibra-matriz que, apesar de não ser um constituinte distinto, se revela como um

componente cada vez mais relevante, devido às suas particularidades físicas, mecânicas e químicas,

e à influência que possui na durabilidade no material compósito FRP [2.14].

2.3 Processo de fabrico por pultrusão

A qualidade da coesão e integração das fibras de reforço com a matriz depende consideravelmente

do processo de fabrico, existindo diversos métodos de produção com atributos específicos e

adequados à funcionalidade do material compósito a produzir [2.6]. No caso da produção de perfis

com aplicação estrutural, o fabrico por pultrusão é o processo mais utilizado, nomeadamente pelas

vantagens que apresenta e pela sua competitividade económica [2.1].

O fabrico por pultrusão permite a produção de perfis com secção constante, oca ou maciça, com

reforço essencialmente unidireccional. O processo ocorre de forma contínua, no qual as fibras de

reforço vão sendo introduzidas num molde e embebidas na resina polimérica. As fibras impregnadas

na resina vão sendo traccionadas por um molde aquecido, que confere a forma ao perfil e que

permite que o compósito atinja o nível de cura desejado, através da polimerização da resina.

Finalmente, o perfil passa por uma zona de arrefecimento e termina numa secção de corte, na qual o

perfil é seccionado de acordo com o comprimento pretendido ou segundo outros critérios, como por

exemplo o comprimento máximo estipulado para o transporte [2.6; 2.8]. A figura 2.2 representa

esquematicamente o processo de fabrico por pultrusão de perfis de GFRP.


17

Figura 2.2 – Processo de fabrico por pultrusão (adaptado de [2.15])

O reforço é concebido com base em filamentos contínuos e paralelos, sendo passível a conciliação

com mantas que permitam o reforço transversal e ao corte e a utilização de véus de superfície

(mantas de reforço com uma quantidade de resina mais elevada), incrementando a resistência

química do compósito polimérico [2.6; 2.8].

De acordo com Bakis et al. [2.16], a velocidade de produção através do processo de pultrusão pode

atingir 3 m/min, dependendo do tipo de perfil que se pretende executar.

As principais vantagens deste método são a celeridade do fabrico de perfis, aliado à competitividade

económica dos reduzidos custos de produção e de equipamento, em comparação com outros

processos de fabrico. Permite ainda o controlo da quantidade de fibras e da respectiva direcção,

garantindo uma qualidade elevada [2.1; 2.8]. O automatismo do processo e a produção a velocidade

constante favorece a uniformidade do perfil, não só a nível da forma como também das

características ao longo do perfil, permitindo a optimização da eficiência dos constituintes do material

compósito FRP e o fabrico de diversos tipos de secção. [2.6]. Na figura 2.3 apresentam-se algumas

secções correntes de perfis de GFRP.

Figura 2.3 – Secções transversais de perfis de GFRP produzidos por pultrusão (adaptado de [2.15])

Filamentos contínuos

Sistema de corte

Sistema de tracção

Reforços impregnados

e enformados

Mantas de reforço

Posicionamento das fibras

Impregnação da resina

Véu de superfície

Fieira a quente


18

A desvantagem do processo de pultrusão é a restrição da produção a perfis de secção constante.

Foram desenvolvidos alguns moldes inovadores que permitem ligeiras alterações da secção do perfil,

contudo são variações de secção limitadas e de transição suave [2.6].

2.4 Propriedades dos perfis pultrudidos de GFRP

As propriedades dos perfis pultrudidos de GFRP são influenciadas por diversas variáveis, desde o

tipo de constituintes, a percentagem de cada um, a disposição das fibras de reforço até ao processo

de fabrico. A utilização estrutural de material compósito GFRP está intimamente relacionada com as

suas propriedades mecânicas, físicas e com a durabilidade e o consequente nível de manutenção ao

longo do período de vida da estrutura [2.1].

Por outro lado, a estrutura interna dos laminados que constituem os perfis apresenta um

comportamento anisotrópico, sendo as propriedades mecânicas mais elevadas na direcção dos

filamentos longitudinais contínuos (rovings). A conjugação de todos estes factores influencia as

propriedades dos perfis, pelo que para um tipo de perfil pultrudido de GFRP poderão ocorrer

flutuações de fabricante para fabricante [2.4]. No quadro 2.4, apresentam-se as propriedades

mecânicas típicas de perfis pultrudidos de GFRP, produzidos por uma empresa de renome

americana, a Strongwell, por uma influente empresa europeia, a Fiberline e pela empresa portuguesa

Alto.

Quadro 2.4 – Propriedades mecânicas de perfis pultrudidos GFRP comercializados (adaptado de [2.17; 2.18; 2.19])

Propriedades Unidades Direcção longitudinal da fibras

Strongwell Fiberline Alto

Resistência à tracção MPa 207 296 450

Resistência à flexão MPa 207 308 450

Resistência ao corte MPa 31 31 -

Módulo de elasticidade em tracção

GPa 17,9 29,7 23

Módulo de distorção GPa 2,93 - -

Os ensaios dos três fabricantes foram realizados de acordo com normas em vigor. As variações de

valores prendem-se, por exemplo, com a percentagem dos diversos constituintes do compósito.

Comparando a percentagem de fibras de reforço, os perfis da Strongwell apresentam uma

percentagem de cerca de 50%, enquanto os perfis da Alto podem incorporar até 80%. Outro factor

que influi na variação de valores da resistência mecânica é a utilização de mantas para aumentar a

resistência mecânica transversal [2.17; 2.18; 2.19].


19

Nas figuras 2.4 e 2.5, apresenta-se uma análise comparativa das propriedades mecânicas

relativamente a outros materiais utilizados estruturalmente. O material “Pul 1” corresponde a perfis

pultrudidos com reforço unidireccional de fibras de vidro, no sentido longitudinal do perfil, e o material

“Pul 2” representa um perfil pultrudido com reforço unidireccional, intercalado por mantas em fibra de

vidro [2.19].

Figura 2.4 – Relação tensão-deformação de materiais com funcionalidade estruturais [2.19]

Figura 2.5 – Tensão de rotura à tracção e módulo de elasticidade de materiais com funcionalidade estrutural [2.19]

Analisando a figura 2.4, constata-se que, em oposição ao comportamento dúctil do aço, os perfis de

GFRP apresentam um comportamento elástico-linear até à rotura. Na figura 2.5, verifica-se que a

tensão de rotura à tracção é superior à do aço1, nomeadamente no caso de perfis do tipo “Pul 1”, que

atinge uma capacidade resistente acima do dobro do aço considerado. Relativamente ao módulo de

1 Os valores apresentados são genéricos, existindo aços com maior resistência, como é o caso do

aço A500.

Tensão de rotura à tracção (MPa) Módulo de elasticidade (GPa)


20

elasticidade, o valor é relativamente reduzido em comparação com o aço, situando-se entre 10% a

15% do módulo de elasticidade do aço [2.19].

Ao nível das propriedades físicas, apresentam-se na figura 2.6 valores de peso específico e de

coeficiente de expansão térmica, para perfis de GFRP e diversos materiais com funcionalidades

estruturais.

Figura 2.6 – Propriedades físicas de materiais com funcionalidade estrutural [2.19]

Os perfis de GFRP apresentam um peso específico bastante reduzido, sendo cerca de 4 vezes mais

leves que o aço, e um coeficiente de expansão térmica bastante similar ao do aço.

Apesar dos dados genéricos apresentados, a utilização de perfis de GFRP a nível estrutural é por

vezes preterida devido à necessidade de garantias de que os perfis de GFRP realmente

corresponderão às necessidades estruturais. Uma forma de aumentar a confiança da aplicabilidade

estrutural deste material compósito é através da sua certificação com base na norma europeia

EN 13706, destinada a perfis pultrudidos de FRP, que define e uniformiza as propriedades mínimas

que um perfil deve apresentar, nomeadamente ao nível da resistência mecânica, da rigidez e da

qualidade, especificando ainda as tolerâncias geométricas máximas que o perfil poderá apresentar.

[2.20].

2.5 Vantagens e dificuldades na aplicação de perfis pultrudidos GFRP

A aplicação de perfis pultrudidos de GFRP a nível estrutural apresenta diversas vantagens,

nomeadamente em comparação com os materiais tradicionais e usualmente aplicados, como é o

caso do aço e do betão armado. Entre as principais vantagens destaca-se a elevada relação

resistência mecânica/peso específico, o reduzido peso específico, a elevada resistência à fadiga, à

fluência e à corrosão e a transparência electromagnética. Devido ao peso reduzido, é um material de

fácil manipulação e montagem. Os perfis apresentam um bom isolamento eléctrico, térmico e

magnético e uma boa capacidade de amortecer vibrações mecânicas. Têm ainda a particularidade de

Peso específico (kg/m3) Coeficiente de expansão térmica (x10

-6 ºC)


21

poderem ser produzidos com diversas formas estruturais e coloração [2.8; 2.19]. O custo efectivo é

outra vantagem a considerar, uma vez que a manutenção exigida durante o período de vida útil é

muito reduzida [2.5].

Através da disposição das fibras de reforço, incorporação de aditivos e/ou variações das

percentagens dos diversos constituintes, é ainda possível proporcionar aos perfis de GFRP uma boa

resistência química, à radiação ultra-violeta, à abrasão e favorecer uma boa integridade

estrutural [2.7].

Contudo, os perfis pultrudidos de GFRP apresentam ainda algumas desvantagens em comparação

com o aço e o betão armado. Os principais obstáculos à aplicação estrutural são o reduzido módulo

de elasticidade, o comportamento frágil, os custos iniciais elevados, comparativamente com o custo

dos materiais tradicionais, e o comportamento ao fogo [2.4].

2.6 Áreas de aplicação de materiais FRP na construção

Actualmente, os compósitos FRP (onde se inserem os perfis de GFRP) começam a ser considerados

como uma alternativa estrutural aos materiais tradicionais, sendo aplicados em conjugação com estes

ou em substituição. A sua utilização abrange já quatro áreas distintas de aplicação: o betão reforçado

com FRP, a reparação e reforço de estruturas, estruturas híbridas novas e novas estruturas

inteiramente compósitas [2.4; 2.8; 2.13].

No caso dos perfis de GFRP, a sua aplicação na área da construção tem vindo também a ser

alargada nos últimos anos. Começou por ser um material aplicado em soluções não estruturais ou em

estruturas secundárias, tendo inicialmente como vantagens competitivas, o reduzido peso próprio, a

elevada durabilidade em ambientes agressivos e a transparência electromagnética [2.4].

Actualmente, já são vários os exemplos de aplicação estrutural de perfis de GFRP na

construção [2.8].

Como elementos secundários, os perfis de GFRP tem tido diversas aplicações, nomeadamente em

escadas, guarda-corpos e gradis de pavimento, sendo geralmente mais utilizados em ambientes

quimicamente agressivos ou favoráveis a fenómenos de corrosão, existindo diversos exemplos de

utilização em Portugal. A figura 2.7 ilustra a utilização de perfis GFRP em escadas colocadas sobre a

cobertura da Estação do Rossio, devido ao reduzido peso próprio. No caso dos guarda-corpos e

gradis de pavimento presentes na figura 2.8, o recurso aos perfis GFRP deveu-se à agressividade

química do ambiente de exposição, provocada pela salinidade da água dos tanques do Oceanário de

Lisboa. Já no caso do recurso aos perfis de GFRP para execução dos gradis de pavimento ao longo

da linha férrea da ponte 25 de Abril, conforme apresentado na figura 2.9, o motivo principal foi o

reduzido peso próprio do material. Outro exemplo de aplicação não estrutural de perfis de GFRP é a

cobertura construída no centro comercial Colombo (figura 2.10), sobre as instalações técnicas, cuja


22

funcionalidade é, nesta situação, meramente estética. Os passadiços sobre os tanques do Oceanário

de Lisboa (figura 2.8) estão apoiados sobres perfis pultrudidos de GFRP com secção em I. Para além

de aplicados como elementos estruturais secundários, os perfis de GFRP surgem também neste

exemplo como elementos estruturais primários, vencendo em alguns casos vãos de 35 m, e

suportando para além do peso próprio e das sobrecargas relativas à circulação de pessoas, a carga

contínua dos focos de iluminação de das tubagens de abastecimento dos tanques [2.8; 2.21].

Figura 2.7 – Escada sobre a cobertura da Estação do Rossio [2.22]

Figura 2.8 – Passadiço e guarda-corpos sobre os tanques do Oceanário de Lisboa [2.21]

Figura 2.9 – Passadiço na linha férrea da ponte 25 de Abril [2.21]

Figura 2.10 – Cobertura no centro comercial Colombo [2.22]

Quanto à aplicação como elementos estruturais primários, nos últimos anos têm sido desenvolvidos

novos protótipos em que os perfis de GFRP têm sido utilizados como material alternativo em diversas

infra-estruturas, actuando de forma isolada ou em complemento com outros materiais. No caso da

utilização dos perfis de GFRP em conjugação com materiais tradicionais, as sinergias mais comuns

têm sido encontradas com o betão, actuando geralmente em substituição do aço no betão armado.

Contudo, apesar de existirem já diversas soluções testadas, que conjugam a aplicação de betão com

os perfis de GFRP, a utilização prática continua ainda a corresponder a um nicho de mercado. O uso

mais frequente tem sido em ambientes quimicamente agressivos, como é o caso de tabuleiros de

pontes, devido à resistência à corrosão dos perfis de GFRP e à consequente redução significativa


23

dos custos de manutenção e reabilitação [2.13]. Em Greene County, Missouri, nos Estados Unidos da

América, foi construído em 2005 o tabuleiro de uma ponte rodoviária recorrendo a uma malha de

perfis de GFRP envolvidos em betão. A malha é composta por perfis de GFRP em I contínuos,

dispostos perpendicularmente à direcção do tráfego e igualmente espaçados, actuando no vão mais

reduzido à flexão provocada pela passagem dos veículos e pelo peso próprio do tabuleiro. Na

direcção paralela ao tráfego, foram dispostos varões de GFRP, que intersectam as almas dos perfis,

e cuja principal função é aumentar a rigidez da malha de forma a evitar deslocamentos nos perfis

durante o processo de betonagem. A figura 2.11 ilustra a construção do tabuleiro da ponte realizada

em Greene County, Missouri, e a malha utilizada [2.23].

Figura 2.11 – Betonagem de um tabuleiro de uma ponte em Greene County, Missouri, nos Estados Unidos da América, reforçado com uma malha de perfis de GFRP [2.23]

A aplicação de perfis de GFRP como elemento isolado tem sido efectuada de duas formas. No caso

das estruturas híbridas, os perfis de GFRP são utilizados como substitutos de certos componentes,

usualmente executadas com materiais tradicionais, como por exemplo vigas ou lajes. A outra forma

de aplicação é em estruturas totalmente compósitas, construídas com recurso a materiais de

FRP [2.8]. A figura 2.12 apresenta uma ponte pedonal em arco em Lérida, na qual a superestrutura

foi totalmente executada com perfis de GFRP, e onde se exigia uma ponte com reduzida necessidade

de manutenção e sem interacção com o campo electromagnético gerado pela catenária da linha

ferroviária que passa sob a ponte [2.4]. Na Dinamarca, foi adoptada uma solução semelhante para

vencer um vão de 40 metros sobre uma linha ferroviária, neste caso com recurso a uma ponte

atirantada (figura 2.13).

Figura 2.12 – Ponte em Lérida [2.4] Figura 2.13 – Ponte em Kolding [2.24]


24

No caso de edifícios, a utilização de perfis de GFRP a nível estrutural tem tido um impacto ainda

muito reduzido. Uma das razões para essa utilização reduzida é a necessidade de se desenvolver

formas de ligação dos diversos perfis, mais económicas e eficientes. As ligações entre os perfis de

GFRP são genericamente efectuadas com base nas ligações efectuadas entre perfis de aço, que,

para perfis de GFRP, não são o tipo de ligações que permitem optimizar a capacidade resistente dos

mesmos. Em 1999, foi construído em Basileia (Suíça), um edifício de 5 pisos (15 metros de altura)

utilizando uma estrutura de perfis de GFRP e painéis sanduíche de GFRP com resina de poliéster a

envolver um material isolante para executar as fachadas [2.14]. O objectivo deste projecto foi

demonstrar o potencial dos perfis pultrudidos de GFRP. Na figura 2.14, apresenta-se uma imagem do

edifício após a construção.

Figura 2.14 – Edifício Eyecatcher [2.4]

O crescimento da aplicação estrutural de perfis de GFRP tem sido superior em projectos cujas

propriedades do material, tais como a transparência electromagnética, o reduzido peso próprio e a

elevada durabilidade surgem como requisitos de elevada relevância. Um dos exemplos é a utilização

em torres de arrefecimento industrial. Devido ao ambiente agressivo e à presença da humidade

elevada provocada pelo vapor de água, a utilização de materiais tradicionais exigiria uma elevada

manutenção, nomeadamente devido à corrosão. As vantagens inerentes aos perfis de GFRP

posicionaram-os como um material estrutural extremamente competitivo. Devido ao reduzido peso

próprio, a construção in situ é relativamente simples e célere, uma vez que os perfis são previamente

produzidos em fábrica de acordo com as formas e dimensões projectadas. Os perfis de GFRP têm

sido ainda utilizados na reparação de diversas torres de arrefecimento, em substituição do material

degradado, como é o caso de vigas e pilares em madeira deteriorados. Neste caso, a possibilidade

de se produzirem diversas formas por pultrusão permite o fabrico de perfis de GFRP similares aos

elementos a substituir [2.13; 2.16]. Nas figuras 2.15 e 2.16, apresentam-se exemplos de torres de

arrefecimento com estrutura em GFRP. Outro tipo de infra-estruturas onde os perfis de GFRP são

também utilizados como elementos estruturais são as estações de tratamento de águas residuais

(ETAR), devido à agressividade química [2.24].


25

Figura 2.15 – Construção estrutura de uma torre de arrefecimento in situ em perfis GFRP [2.15]

Figura 2.16 – Estrutura modular de uma torre de arrefecimento em GFRP [2.15]

Em Portugal já existem vários exemplos da aplicação de perfis de GFRP como elementos estruturais

em ambientes de elevada corrosão. Alguns exemplos são as coberturas construídas na ETAR de

Vilamoura (figura 2.17) e na ETAR de Almoçageme. Foram também utilizados perfis de GFRP na

construção de uma cobertura de uma estrutura integrada no ciclo de produção de papel, na fábrica da

Portucel em Setúbal (figura 2.18), onde os componentes químicos necessários ao fabrico de papel

tornam o ambiente bastante agressivo [2.22; 2.25].

Figura 2.17 – Cobertura de um tanque da ETAR de Vilamoura [2.22]

Figura 2.18 – Estrutura de uma cobertura da fábrica da Portucel em Setúbal [2.22]

Um tipo de infra-estrutura na qual os perfis de GFRP poderão vir a ter impacto relevante será na

construção e na reabilitação de marinas. Portugal possui uma vasta orla costeira e dispõe de diversas

marinas ao longo da sua costa. A exposição à água salgada e à agressividade da orla costeira eleva

os custos de manutenção de construções com recurso a materiais tradicionais, nomeadamente

devido à corrosão e à celeridade da degradação provocada pelos agentes ambientais. No Canadá,

país com diversas infra-estruturas marítimas e condições climatéricas exigentes, a utilização de

materiais tradicionais tem originado custos de manutenção e reparação elevados, geralmente devido

a problemas de corrosão. A aplicação de perfis de GFRP tem demonstrado ser uma alternativa viável.

O cais do porto de Hall, na Nova Escócia, sofreu uma reabilitação profunda após uma catástrofe

natural, onde se aplicaram diversas técnicas com recurso a GFRP, entre as quais a utilização de

perfis de GFRP em substituição do aço. Após 6 anos de serviço e exposição aos esforços

provocados pelas ondas do mar, à humidade salina e aos ciclos de gelo-degelo, realizaram-se uma


26

série de ensaios não destrutivos e destrutivos que demonstraram a ausência de alterações relevantes

a nível químico e físico nos perfis, sendo expectável que o período de via útil aumente 30 anos em

comparação com a solução alternativa em betão armado [2.26].

A área da reabilitação e reforço estrutural têm sido um campo onde os materiais FRP mais se têm

evidenciado como uma solução alternativa aos materiais tradicionais. Os sistemas geralmente

utilizados são, no entanto, mantas e laminados de FRP, devido à elevada adequabilidade do material

às estruturas existentes e à facilidade de aplicação, conferindo um aumento significativo da

capacidade resistente da estrutura. Tendo em conta que o reforço corresponde ao aumento da

capacidade resistente de uma estrutura, motivado, por exemplo, pelo aumento das acções a que

estará sujeita ou por erros de projecto, e que a reparação equivale à recuperação estrutural, em

consequência da degradação dos materiais ou devido a situações de acidente, é neste último campo

que os perfis de GFRP têm sido mais utilizados, no entanto, ainda de forma reduzida. Uma das

aplicações mais usuais dos perfis de GFRP é na substituição total ou parcial de elementos estruturais

de madeira degradados, geralmente devido ao reduzido peso próprio e à elevada durabilidade [2.8;

2.12]. Na Alemanha, no castelo de Wörlitz, foram utilizados perfis de GFRP para substituir os tramos

em estado crítico de degradação das vigas de madeira que suportam os valiosos tectos em estuque

(figura 2.19). A degradação era mais acentuada junto às paredes, devido às pontes térmicas

originadas pelas reduzidas temperaturas exteriores em confronto com o ar quente do interior do

edifício. O recurso a vigas de aço não era uma solução possível, uma vez que a elevada

condutividade térmica poderia originar condensações, colocando em causa a preservação do estuque

dos tectos. Os perfis foram colocados e aparafusados às vigas de madeira, permitindo uma

reabilitação cuidada dos tectos, sem a necessidade de recurso a equipamento de elevação pesado

[2.25]. Em Portugal, foram reabilitadas várias estruturas recorrendo a perfis de GFRP, como por

exemplo os edifícios de habitação junto ao castelo de S. Jorge, em Lisboa, cujo traçado pombalino

apresentava sinais de degradação exigindo-se, no entanto, a continuidade da sua configuração

estrutural [2.24].

Figura 2.19 – Reabilitação do tecto do castelo de Wörlitz [2.25]


27

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29

[2.24] Correia, M. M., “Comportamento estrutural de perfis pultrudidos de GFRP”, Dissertação para a

obtenção do grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Universidade Técnica de

Lisboa, Março, 2012.

[2.25] Página da internet da empresa Fiberline: http://www.fiberline.com visitado a 18/08/2012.

[2.26] Newhook, J. P., “Glass FRP reinforcement in rehabilitation of concrete marine infrastructure”,

The Arabian Journal for Science and Engineering, Vol. 31, No. 1C, 53-75, Junho, 2006.


30


31

3. Durabilidade dos perfis pultrudidos de GFRP

3.1 Introdução

A regulamentação em vigor e as práticas correntes de dimensionamento têm sido influenciadas pelas

características de durabilidade dos materiais tradicionais [3.1]. As limitações de durabilidade,

nomeadamente do aço e do betão armado, e os exigentes ritmos de construção têm contribuído para

o desenvolvimento de novos materiais estruturais [3.2;3.3].

Os materiais compósitos poliméricos reforçados com fibras (FRP) têm sido aplicados com sucesso

nas indústrias automóvel, marítima e aeroespacial e amplamente utilizados, nos últimos anos, em

infra-estruturas de engenharia civil, especialmente quando o reduzido peso próprio, a elevada

resistência mecânica e a prolongada durabilidade são requisitos essenciais [3.4;3.5].

A elevada resistência à corrosão dos FRP é outra característica que posiciona este tipo de material

como uma alternativa em ambientes corrosivos, suplantando os problemas de corrosão do aço e da

consequente fendilhação e descasque do betão, fenómenos que são as principais causas de

deterioração do betão armado [3.5].

Entre os diferentes tipos de compósitos FRP, os compósitos poliméricos reforçados com fibras de

vidro (GFRP) são os mais utilizados em estruturas de engenharia civil, nomeadamente os GFRP de

poliéster insaturado, devido ao custo mais reduzido da matriz [3.5]. No entanto, a carência de

informação fidedigna, clara e sustentada sobre a durabilidade dos GFRP aplicados na construção,

constitui uma barreira crítica à aceitação deste material, pela generalidade dos engenheiros civis. Os

resultados publicados apresentam, por vezes, conclusões contraditórias e a documentação existente

encontra-se ainda pouco estruturada [3.6]. Vários autores reconhecem a durabilidade dos GFRP

como uma das lacunas mais críticas entre o conhecimento adquirido e o conhecimento necessário,

tendo por base o objectivo de credibilizar a aplicação estrutural dos GFRP sem recurso a

sobredimensionamentos desnecessários [3.1;3.2;3.4].

Aliado ao difícil acesso a documentação estruturada, também persiste por vezes a ideia de que a

elevada durabilidade dos compósitos de GFRP evitará a necessidade de manutenção. De facto,

mesmo em ambientes quimicamente agressivos, a durabilidade dos GFRP tem-se demonstrado

superior à durabilidade dos materiais tradicionais, no entanto, isso não invalida a necessidade de

manutenção. Existem exemplos de aplicação dos GFRP que, perante determinadas condições

ambientais, sofreram uma rápida degradação [3.7].

Em suma, a utilização rotineira de compósitos de GFRP na construção carece de um conhecimento

aprofundado sobre a durabilidade dos mesmos, sendo importante compreender a influência dos

3. DURABILIDADE DOS PERFIS PULTRUDIDOS DE GFRP

32

diversos agentes de degradação, dos fenómenos de deterioração associados e dos respectivos

efeitos a longo prazo.

3.2 Definição de durabilidade

O termo durabilidade é frequentemente aplicado de forma incompleta, definindo-se como a

capacidade de determinado material resistir à degradação das suas características ao longo do

tempo. Porém, o conceito é bastante mais abrangente. Os perfis de GFRP e respectivos constituintes

podem ser afectados por uma multiplicidade de factores, incluindo os relacionados com os ambientes

envolventes. O efeito de cada um desses factores, actuando de forma isolada ou combinados, pode

ter um impacto substancialmente diferente devido à existência ou à ausência de defeitos ou de danos

influídos no compósito e/ou nos respectivos constituintes [3.8].

Karbhari [3.8] define que a durabilidade de um material ou estrutura corresponde à sua capacidade

de resistir à fendilhação, oxidação, degradação química, delaminação, desgaste e a danos

provocados pelo contacto com outros materiais, durante um certo período de tempo, sob condições

de carga adequadas e perante determinadas circunstâncias ambientais.

A durabilidade influencia os critérios de dimensionamento e os limites de tolerância à degradação,

dentro dos quais o bom desempenho do material deverá ser garantido. É possível definir níveis de

desempenho e limites de tolerância à degradação através da relação entre a resistência do material e

a degradação acumulada durante um período de tempo específico. Neste contexto, os limites de

tolerância à degradação definem-se como a capacidade que um material ou estrutura possui para

continuar a manter os níveis de resistência e desempenho exigíveis ao seu correcto funcionamento,

perante a existência de falhas, fendas, ou outros tipos de degradação, durante um determinado

período de tempo e em condições ambientais específicas [3.8]. A figura 3.1 apresenta uma

perspectiva global do conceito de limites de tolerância à degradação.

Figura 3.1 – Esquema da aplicação dos conceitos de durabilidade e tolerância à degradação (adaptado de [3.8])


33

3.3 Principais agentes de degradação

Karbhari et al. [3.9] verificaram que a resistência à aplicação de materiais de FRP na construção, nos

quais se englobam os perfis de GFRP, se deve, geralmente, à insuficiente informação sobre a

durabilidade dos mesmos em diversas condições de exposição e não à potencial necessidade de se

aprofundar o conhecimento relativo às características do próprio material. Com base nesta

constatação, definiram as seguintes áreas críticas de investigação, tendo como base as condições de

exposição de compósitos de FRP:

humidade e soluções aquosas;

ambientes alcalinos;

efeitos térmicos;

fadiga;

fluência;

exposição à radiação ultravioleta (UV);

fogo.

No âmbito da presente dissertação foram analisados os efeitos resultantes da humidade e da imersão

em soluções aquosas, tendo ainda em consideração os respectivos efeitos higrotérmicos, na

durabilidade do material GFRP em estudo.

3.3.1 Humidade e ambientes aquosos

A acção da humidade é um factor crítico na análise de durabilidade dos perfis de GFRP, uma vez que

na construção estes estão habitualmente expostos à humidade atmosférica, à chuva, à difusão de

humidade através de outros substratos (como o betão) ou, em certos casos, imersos durante o seu

período de vida útil [3.4; 3.5; 3.10].

Hunston et al. [3.11] referem que, apesar dos GFRP apresentarem durabilidades elevadas quando

expostos a este tipo de ambientes, a humidade difunde-se através dos polímeros orgânicos,

originando alterações termofísicas, mecânicas e químicas. A absorção em compósitos de GFRP é

inicialmente rápida, tendendo a estagnar para períodos de exposição prolongada [3.12, 3.13; 3.14].

Alawasi et al. [3.13] analisaram a degradação de perfis de GFRP com matriz de poliéster insaturado

quando expostos a ambientes com elevadas percentagens de humidade, recorrendo ao microscópio

electrónico de varrimento (MEV). Verificaram que a humidade atmosférica é absorvida

instantaneamente na superfície e difundida pela matriz, reduzindo a adesão das fibras à matriz e

degradando a própria matriz. No entanto, ligações fortes entre as fibras e a matriz melhoram a

resistência do material à difusão da água pela cadeia polimérica, prolongando a resistência mecânica

e a rigidez [3.14].


34

A cura do material é outro factor relevante, particularmente em resinas de poliéster, observando-se

perdas de rigidez na matriz quando o processo de cura decorre em soluções aquosas, devido a

reacções de hidrólise [3.14].

Em suma, é possível definirem-se dois mecanismos de absorção em materiais compósitos reforçados

com fibras de vidro. No caso de uma forte ligação na interface matriz-fibras, a absorção decorrerá

sobretudo ao nível da matriz. Quando as ligações entre a matriz e as fibras não são tão coesas, os

impactos da absorção ocorrem preferencialmente na interface [3.7]. A velocidade de absorção e a

importância do tipo de reacções provocadas pela exposição do material à humidade dependem, para

além do grau de cura e do tipo de polímero da matriz, da temperatura da água. Relativamente às

reacções provocadas pela absorção de água, poderão surgir alterações irreversíveis, nomeadamente

na matriz, sendo menos provável a ocorrência de danos irreversíveis quando a absorção acontece

pela interface [3.4; 3.7].

Os primeiros efeitos da absorção de água ocorrem habitualmente na matriz [3.4]. Alguns dos efeitos

provocam a progressão de fissuras e delaminações no material, facilitando a difusão da humidade, o

que poderá provocar alterações físicas, como é o caso da variação volumétrica diferencial, alterações

mecânicas, como é o caso da perda de resistência mecânica e de rigidez, e alterações químicas,

como por exemplo reacções de hidrólise, que poderão ocorrer tanto ao nível da matriz como das

fibras [3.6;3.15].

Apesar de ser na matriz que surgem os primeiros efeitos, não será correcto afirmar que é nesta que

ocorrem os maiores impactos ou a deterioração do material. A degradação pode ocorrer ao nível da

matriz, das fibras e da interface, com respectivas consequências nas características do compósito de

GFRP, pelo que é importante analisar os efeitos em cada zona [3.5; 3.11].

3.3.1.1 Efeitos na matriz polimérica

Entre os principais efeitos da absorção de água na matriz, destacam-se os mecanismos de hidrólise,

de plasticização e de saponificação, sendo o poliéster insaturado um polímero mais susceptível à

degradação por reacções de hidrólise, quando comparado com as outras resinas habitualmente

utilizadas [3.4; 3.14].

As alterações nas propriedades mecânicas dos GFRP podem ser reversíveis, irreversíveis ou

parcialmente reversíveis, dependendo do tempo e das condições de exposição. A plasticização da

matriz, resultado da quebra das ligações de Van der Waals nas cadeias poliméricas, e a variação de

volume, até determinados limites, permitem a reversibilidade das propriedades mecânicas através da

secagem da matriz. Quando a variação de volume provoca a delaminação e micro-fendilhação da

matriz, devido ao desenvolvimento de tensões internas, as perdas de resistência mecânica passam a

apresentar um carácter permanente [3.16]. São efeitos irreversíveis, consequentes da absorção de


35

humidade, a saponificação, que conduz à quebra da matriz polimérica e a hidrólise, resultante da

decomposição de componentes de baixo peso molecular, formados durante a reacção química ou

presentes na composição da matriz [3.1;3.7].

A matriz de poliéster insaturado revela-se como uma resina mais favorável à ocorrência de reacções

de hidrólise. Com o objectivo de clarificar este facto, Visco et al. [3.14] analisaram a reacção de cura

da resina de poliéster insaturado em ambiente seco e aquoso. Em ambiente seco a resina apresenta

um processo de cura célere, sendo mais rápido a temperaturas mais elevadas. Contudo, num

ambiente aquoso, a absorção de água tem uma influência considerável no processo de cura devido à

plasticização que fomenta na matriz, provocando a redução da rigidez do material. Devido à

porosidade da matriz, apesar do rápido tempo de cura, a estrutura molecular do poliéster insaturado

apresenta algum volume disponível, quando comparado, por exemplo, com uma resina de viniléster,

o que facilita a difusão de moléculas de água na matriz e origina a quebra de ligações poliméricas

devido a processos de hidrólise.

A humidade é ainda responsável por diminuir a temperatura de transição vítrea, que separa o

comportamento sólido do comportamento viscoso. Este efeito verifica-se quando o comportamento da

matriz deixa de ser estável, sólido e elástico e se assemelha ao comportamento de um líquido

viscoso. No entanto, a redução da temperatura de transição vítrea pode ser reversível após um

período de secagem, dependendo do período de exposição à humidade [3.4;3.7].

Huston et al. [3.11] referem que para ultrapassar o problema da redução da temperatura de transição

vítrea provocada pelos efeitos da absorção de água, a matriz deve atingir um nível de cura que

corresponda a uma temperatura de transição vítrea superior à temperatura máxima susceptível de

ocorrer no ambiente de exposição a que o perfil de GFRP se destina. O valor da temperatura de

transição vítrea recomendando é de pelo menos 30ºC acima da temperatura máxima de serviço.

Nishizaki et al. [3.17] analisaram outra possível opção para minorar os efeitos da humidade na matriz.

Constataram que perfis laminados pultrudidos de GFRP revestidos com uma pintura de base acrílica,

apresentaram uma durabilidade superior em relação a perfis não revestidos. As características

mecânicas dos perfis de GFRP revestidos com a pintura de protecção apresentaram ao fim de 6 anos

em envelhecimento natural, valores de tensão de rotura à flexão e ao corte interlaminar praticamente

similares aos obtidos para o material não envelhecido e uma redução de apenas 10% da tensão de

rotura à tracção.

3.3.1.2 Efeitos nas fibras de vidro

A humidade, para além dos efeitos que provoca na matriz, também influi na deterioração das fibras

de vidro. Neste caso, a degradação ocorre devido a fenómenos químicos, provocados pela presença


36

de moléculas de água, que alteram a estrutura molecular das fibras de vidro, reduzindo a resistência

mecânica e favorecendo a fendilhação das mesmas [3.6].

O processo químico surge devido ao contacto de moléculas de água (H2O) com os átomos de sódio

(Na) presentes na estrutura molecular das fibras de vidro, provocando a dissociação de iões de sódio

alcalinos (Na+) para solução aquosa (3.1). Este processo de lixiviação origina, por sua vez, a

formação de iões de hidróxido (OH⁻), que, por sua vez, quebraram as ligações entre o silício (Si) e o

oxigénio (O), de acordo com o indicado na equação (3.2). Os iões de hidrogénio (OH⁻) que se ligam

ao silício (Si), devido à sua menor dimensão, provocam tensões de tracção, causando fendilhação

nas fibras. Este efeito influi significativamente na diminuição da resistência mecânica das fibras de

vidro, cuja estrutura molecular se encontra mais fragilizada, originando rupturas prematuras,

diminuição da capacidade do material em resistir à propagação de fissuras e perda de resistência ao

corte interlaminar [3.4]. As duas reacções descritas são as causas mais relevantes de degradação e

diminuição de resistência mecânica das fibras de vidro [3.18].

| |

2| |

Si O Na H O SiOH OH Na

(3.1)

| | | |

| | | |Si O Si OH SiOH SiO

As reacções descritas desenvolvem ainda alcalinidade no fluido em contacto com as fibras de vidro

em degradação, devido à presença de iões de sódio (Na+) na solução, o que poderá provocar

ataques alcalinos, não só ao nível das fibras, como na interface [3.18].

As fissuras que surgem nas fibras de vidro proporcionam zonas capilares de penetração da humidade

ou da solução aquosa. A propagação do fluido por estas zonas pode favorecer o aparecimento de

fendas, devido ao aumento da pressão nos capilares. Esta situação tem maior impacte quando

ocorrem variações de temperatura [3.4].

A velocidade de degradação das fibras de vidro depende do tipo de solução a que estão expostas, da

concentração de fluido, da temperatura e do tempo de exposição [3.16].

3.3.1.3 Efeitos na interface matriz-fibras

A presença de humidade na interface pode afectar a adesão entre as fibras e a matriz polimérica,

contribuindo acentuadamente para a redução da rigidez à flexão [3.13]. São diversos os autores que

referem a elevada importância da interface matriz-fibras na durabilidade do material GFRP, quando

exposto a ambientes aquosos ou à humidade, como é o caso de Visco et al. [3.14] e Liao et al. [3.16].

(3.2)


37

A perda de adesão entre a matriz e as fibras influi relevantemente na perda de resistência mecânica e

de rigidez dos perfis de GFRP. A interface matriz-fibras possibilita a transferência de tensões entre as

fibras, fomentando sinergias entre a capacidade resistente de cada uma. Liao et al. [3.16] analisaram,

antes e após a exposição de provetes GFRP a ambientes aquosos e à humidade, o estado das fibras

e da interface, com recurso ao microscópio electrónico (SEM). Constataram que a perda de

resistência não se deve somente à diminuição da capacidade resistente das fibras, sendo parte da

responsabilidade da degradação da interface.

A interface é uma zona com alguns nanometros, cujas ligações químicas variam de fortes a ligações

do tipo Van der Waals, e que estabelecem a união entre dois tipos de componentes com

características diferentes. É, portanto, uma área relevante na durabilidade do material compósito de

GFRP, quando exposto à humidade ou a ambientes aquosos [3.19].

Durante o processo de cura da matriz, devido ao coeficiente de expansão térmica superior da matriz

relativamente ao das fibras, geram-se tensões residuais internas de compressão na interface,

favorecendo a coesão matriz-fibras. A absorção de humidade ou de água provoca variações de

volume na matriz, reduzindo as tensões residuais referidas, podendo mesmo provocar tensões

internas de tracção na interface mariz-fibras, o que poderá levar à diminuição da resistência do

material GFRP ao corte interlaminar [3.4].

Outras causas da degradação da interface são os processos de hidrólise e de plasticização, à

semelhança do que ocorre nas fibras e na matriz, uma vez que é uma zona de confluência dos dois

constituintes. A presença de água na interface pode ainda desenvolver pressões osmóticas que, a

elevadas temperaturas, aceleram as reacções de hidrólise [3.10].

3.3.2 Ambientes alcalinos

A interacção entre perfis de GFRP e ambientes alcalinos pode ocorrer frequentemente através de

diversas fontes, nomeadamente pelo contacto com soluções químicas alcalinas, com o solo e por

soluções difundidas por este meio e pelo betão. Soluções aquosas presentes nos poros do betão

podem atingir o valor de 13,5 de pH, convertendo-o num ambiente de elevada alcalinidade [3.20].

Devido à elevada resistência à corrosão, à rigidez e ao elevado rácio entre a resistência mecânica e o

peso próprio, os perfis de GFRP têm demonstrado ser uma alternativa competitiva ao aço, no reforço

estrutural do betão armado [3.21]. Também ao nível do reforço e da reabilitação estrutural, os

materiais compósitos FRP têm sido uma técnica cada vez mais recorrente, nomeadamente através

do encamisamento do betão, devido ao reduzido incremento no peso próprio da estrutura e ao

considerável aumento da sua capacidade resistente [3.22]. A influência de ambientes alcalinos é,

deste modo, um factor de interacção regular durante o período de vida útil dos perfis de GFRP,


38

principalmente quando em contacto com betão, devido à sua alcalinidade, à frequência com que é

aplicado na construção e à elevada probabilidade de contacto entre os dois materiais.

A influência de ambientes alcalinos nas fibras vidro tem sido alvo de diversas investigações, que têm

demonstrado que o respectivo contacto com as fibras de vidro ao longo do tempo aumenta a

susceptibilidade de degradação das fibras através de mecanismos de fendilhação, hidroxiliação,

hidrólise e lixiviação [3.5; 3.20]. No entanto, quando as fibras de vidro são utilizadas como reforço de

perfis de GFRP, torna-se relevante compreender qual o impacte e o grau de protecção que a resina

proporciona [3.20].

Kim et al. [3.5] analisaram a durabilidade de perfis de GFRP quando expostos a um ambiente

alcalino, em condições de envelhecimento acelerado. Constataram que, para além da deterioração

das fibras, verificou-se uma degradação progressiva na interface matriz-fibras, traduzida por uma

redução da resistência mecânica dos perfis e comprovada através dos resultados de ensaios ao corte

interlaminar.

Karbhari et al. [3.23] verificaram, através de um estudo realizado com base no efeito de soluções de

alcalinidade similares à do betão, que a degradação que ocorre nas fibras e na interface matriz-fibras,

não surge apenas devido ao pH elevado. É provocada pela combinação da alcalinidade da solução

com a difusão e concentração das moléculas de água na interface fibras-matriz. A difusão das

soluções alcalinas pela interface matriz-fibras origina pequenas cavidades por oxidação (pitting) na

superfície das fibras, enquanto que as moléculas de água podem provocar efeitos similares aos

descritos anteriormente sobre o efeito da humidade e de ambientes aquosos nas fibras e na interface

matriz-fibras. Karbhari et al. [3.23] constataram ainda que determinados sais alcalinos da solução

aquosa desempenham um papel relevante na degradação das fibras e da interface, para além do pH

elevado e dos efeitos da humidade. A difusão no compósito de GFRP da solução alcalina ocorre

através de poros e fissuras na matriz, ou, por vezes, através de fendilhação provocada pela

degradação na adesão matriz-fibras.

Alguns tipos de resina são ainda susceptíveis à degradação em ambientes alcalinos, principalmente

se não estiverem totalmente curadas [3.20].

Apesar de os mecanismos de degradação das fibras de vidro em ambientes alcalinos estarem

substancialmente documentados, a influência deste tipo de ambiente em materiais compósitos GFRP

carece de estudos adicionais. Diversos autores referem que ainda existe muito pouca investigação

sobre este tema e nos estudos realizados é frequentemente mencionada a necessidade de se

realizarem investigações futuras, com o intuito de se compreenderem as razões de determinados

resultados obtidos [3.3; 3.5; 3.20; 3.23]. A maioria da investigação realizada é relativa a curtos

períodos de exposição em ambientes de envelhecimento acelerado, havendo uma necessidade

crescente de se analisar o desempenho de compósitos de GFRP após longos períodos de


39

envelhecimento acelerado e em envelhecimento natural, com o objectivo de avaliar o impacte dos

ambientes alcalinos no desempenho dos compósitos de GFRP ao longo do tempo [3.5].

3.3.3 Temperatura

Os materiais aplicados na construção estão sujeitos à influência da temperatura e às diversas

variações térmicas, durante os respectivos tempos de vida útil. Dependendo da localização

geográfica, o intervalo da temperatura a que as infra-estruturas poderão estar sujeitas pode ir de

valores negativos a temperaturas de 80 ºC positivos, em exposição directa ao sol e dependendo da

coloração da superfície [3.24].

O efeito da temperatura nos perfis de GFRP pode provocar alterações na capacidade de resposta do

material. Os impactos da temperatura podem ocorrer a três níveis: no caso de valores acima da

temperatura de cura, através de ciclos gelo-degelo e devido a variações de temperatura e ciclos

térmicos [3.25].

Os impactos da temperatura não são necessariamente negativos. Em situações em que a resina

ainda não se encontra devidamente curada, determinados valores de temperatura podem contribuir

beneficamente para a celeridade do processo de pós-cura [3.25].

Os efeitos da temperatura estão, na maioria dos casos, directamente relacionados com o coeficiente

de expansão térmica dos constituintes. Genericamente, as resinas poliméricas apresentam

coeficientes de expansão térmica bastante superiores às fibras de vidro. Decréscimos na temperatura

resultam, no caso dos GFRP que apresentam características isotrópicas, na diminuição volumétrica

dos constituintes. Devido à diferença dos coeficientes de expansão térmica, a contracção da matriz é

superior às fibras de vidro, sendo esse efeito restringido pela rigidez das fibras e resultando na

formação de tensões residuais internas na interface matriz-fibras [3.4].

A exposição a temperaturas negativas aumenta a rigidez da matriz. Aliado a este factor, as tensões

residuais na interface matriz-fibras geradas pela contracção da matriz não acompanhada pelas fibras,

podem provocar ainda microfissuração. O compósito de GFRP fica assim sujeito a perda de

resistência, a aumento da permeabilidade, a diminuição de protecção das fibras à humidade e em

situações mais severas, a alterações nos mecanismos de rotura. Shindo et al. [3.25] constataram o

efeito de temperaturas negativas através da observação ao microscópio electrónico (SEM), havendo

uma fragilização da matriz e um aumento da microfissuração, particularmente na interface matriz-

fibras, para temperaturas bastante reduzidas. Apesar dos efeitos na interface poderem alterar os

mecanismos de rotura em comparação com perfis expostos à temperatura ambiente, Shindo et al.

[3.25] verificaram que não são apenas as tensões residuais que surgem na interface que contribuem

para essa alteração, havendo uma contribuição importante dos efeitos provocados na matriz.

Contudo, é de salvaguardar que os impactes relevantes ocorrem a temperaturas bastante reduzidas.


40

Para temperaturas ligeiramente inferiores a 0 ºC, devido às diferenças de coeficientes térmicos dos

componentes, o aumento de rigidez da matriz e a sua contracção permitem que se formem tensões

na interface matriz-fibras contrárias às tensões provocadas pelos esforços de flexão, aumentando,

neste caso, a capacidade resistente do material compósito [3.26]. Contudo, este efeito é apenas

temporário, verificando-se uma degradação mais acelerada ao longo do tempo dos perfis de GFRP,

nomeadamente devido à microfissuração e ao equilíbrio instável de tensões que se formam na

interface, devido à contracção da matriz que não é acompanhada pela fibras [3.27]. O incremento da

rigidez a baixas temperaturas aumenta também a fragilidade do material, tornando-o susceptível a

roturas mais repentinas [3.7].

No caso de temperaturas elevadas, a análise do impacte na durabilidade de perfis GFRP não

apresenta uma simples linearidade. Como referido, a exposição a elevadas temperaturas poderá, em

determinadas circunstâncias, aumentar determinadas características. Crea et al. [3.28] constataram

através de ensaios à tracção que, após a exposição a temperaturas elevadas até determinados

valores (200 ºC), se verifica um acréscimo do módulo de elasticidade, atribuído, essencialmente, ao

incremento das ligações químicas na matriz. Este efeito deixa de ser observado à medida que se

expõe o perfil de GFRP a temperaturas cada vez mais elevadas, devido ao aumento da resposta

viscoelástica e à quebra de ligações na matriz e na interface fibras-matriz [3.24; 3.28]. O acréscimo

de rigidez não é contudo acompanhado pelo valor da tensão última, que decresce à medida que os

provetes são expostos a temperaturas mais elevadas. Uma característica que se manteve após a

exposição a temperaturas elevadas foi o comportamento elástico-linear do compósito GFRP. Crea et

al. [3.28] atribuíram como causa provável do acréscimo de rigidez a determinadas temperaturas

elevadas, a formação de ligações químicas na matriz de poliéster associadas ao efeito catalisador da

temperatura no processo de cura da resina, sendo esta uma consideração recorrente de diversos

autores.

Chowdhury et al. [3.29] realizaram uma análise semelhante, contudo apenas a região central dos

provetes foi exposta a temperaturas elevadas e os ensaios foram realizados à temperatura de

exposição máxima. Os autores verificaram que, para valores de 15 ºC abaixo da Tg1 da matriz, as

roturas dos provetes ocorreram tanto na região exposta ao incremento de temperatura como fora

dessa zona, sendo as roturas semelhantes às verificadas à temperatura ambiente e constatando-se

pouca influência do aumento de temperatura no comportamento mecânico do provete.

As alterações das características do material compósito de GFRP são provocadas inicialmente pelas

variações de comportamento da matriz, devido à transição vítrea que não se verifica nas fibras de

vidro. Masmoudi et al. [3.30] verificaram, mediante a realização de ensaios de arrancamento (pull-out)

a varões GFRP embebidos em betão e expostos a temperaturas entre 20 e 80 ºC, durante longos

períodos em ambiente seco, que apenas para a exposição a 80 ºC se verificou uma diminuição ligeira

1 Temperatura de transição vítrea


41

na aderência entre os varões GFRP e o betão, devido a alterações das características da matriz

provocadas pela temperatura.

Em condições normais de serviço, as temperaturas a que as infra-estruturas estão geralmente

sujeitas não atingem valores tão elevados que influenciem o comportamento de perfis de GFRP. Os

impactes no material compósito de GFRP começam a ser relevantes para temperaturas bastante

elevadas, geralmente superiores à Tg da matriz. Nestes casos, a matriz altera o seu comportamento

rígido para um comportamento visco-elástico, apresentando um decréscimo acentuado da rigidez e

da resistência mecânica e iniciando-se a decomposição da resina consoante se prolonga o tempo de

exposição ou se incrementa ainda mais a temperatura [3.31]. Para temperaturas superiores à Tg da

matriz, a capacidade resistente dos perfis de GFRP, após uma perda inicial, poderá voltar a

estabilizar a valores mais reduzidos, uma vez que as fibras de vidro continuam a manter a sua

capacidade resistente. A diminuição acentuada da capacidade resistente e a consequente

estabilização deve-se essencialmente à ineficiente distribuição de esforços que a matriz confere aos

perfis de GFRP [3.29]. O material compósito pode ainda aumentar a susceptibilidade de absorção de

humidade [3.7]. Os impactes devidos à exposição a temperaturas muito elevadas serão abordados

com maior detalhe no subcapítulo relativo aos efeitos da exposição ao fogo.

Durante o período de vida útil de uma estrutura, os materiais estão sujeitos a uma amplitude térmica

que varia durante as diversas horas do dia e, em valores médios, sazonalmente durante o ano. As

variações térmicas estão dependentes de um conjunto de factores, como por exemplo a localização

geográfica, a altitude, a exposição ao vento, os níveis de humidade, entre outros [3.28]. É importante

compreender como se comportam os perfis de GFRP ao longo do tempo perante ciclos térmicos e de

gelo-degelo e como é que estes factores afectam a durabilidade.

A exposição a variações de temperatura entre -20 e 22,5 ºC, sem a presença de humidade, não tem

um efeito relevante na resistência mecânica. No entanto, ao longo do tempo, poderá resultar na

microfissuração da matriz que, na presença de água, poderá acelerar a degradação dos perfis de

GFRP [3.32]. É, no entanto, uma situação que apenas poderá ocorrer caso a matriz seja bastante

frágil [3.1].

Tam et al. [3.33] observaram, após 300 ciclos gelo-degelo, que a capacidade resistente e o módulo

de elasticidade de perfis de GFRP apresentavam apenas diferenças marginais, denotando-se um

ligeiro acréscimo da rigidez em alguns provetes. A análise SEM dos provetes revelou que a adesão

matriz-fibras permanecia sem fissurações, estando o resultado em conformidade com a análise

mecânica. Este comportamento repetiu-se quando um novo conjunto de provetes carregados a 30%

da capacidade resistente foi exposto a 300 ciclo gelo-degelo.

A influência de ciclos gelo-degelo começa a apresentar relevância quando se carregam os perfis de

GFRP entre 25% e 30% da capacidade e após um período de exposição alargado, começando a


42

apresentarem uma redução de resistência mecânica e rigidez. Mantêm, contudo, a integridade

quando não existem cargas aplicadas [3.34].

O maior impacte dos ciclos gelo-degelo ocorre nas ligações entre perfis de GFRP ou entre perfis de

GFRP e outros materiais, como é o caso do betão. Os diferentes coeficientes térmicos originam

tensões nas zonas de ligação durante os frequentes efeitos de contracção e expansão decorrentes

das variações de temperatura, o que pode provocar descolamentos ou a diminuição da resistência

nas zonas de adesão [3.24].

3.3.4 Efeitos higrotérmicos

A presença de humidade em conjunto com a temperatura poderá desencadear efeitos sinergéticos de

degradação, tanto a nível físico como químico [3.35]. O aumento da temperatura incrementa a

velocidade de absorção de água e a exposição a temperaturas mais elevadas é, aliás, um método

utilizado por diversos autores como um acelerador dos efeitos de degradação, tendo como

fundamento a lei de Arrhenius. Esta lei pressupõe que a degradação de um material ou compósito,

exposto a um determinado ambiente, deriva do mesmo processo para um certo intervalo de

temperatura. Isto significa que a degradação que ocorre durante um determinado período de tempo a

uma determinada temperatura será equivalente à degradação que ocorrerá a uma temperatura

superior durante um período de exposição mais reduzido. Deste modo, o mesmo nível de

deterioração poderá ser obtido para um período de exposição inferior, aumentando a temperatura e,

consequentemente, acelerando o processo de degradação [3.36].

A exposição a condições higrotérmicas pode desencadear a degradação de perfis de GFRP através

de possíveis efeitos provocados na matriz, na interface matriz-fibras e nas próprias fibras. Na matriz

poderá ocorrer microfissuração, plasticização, hidrólise e saponificação, existindo ainda resultados

que demonstram que a humidade diminui a Tg da resina de poliéster insaturado. Ao nível da interface,

os efeitos mais prováveis são a delaminação e o destacamento. Em relação às fibras de vidro, o

fenómeno mais comum é a microfissuração. Neste caso, o desgaste provocado nas fibras poderá

originar a formação de capilares, o que favorece a propagação da humidade e a consequente

fendilhação e fracturação das fibras, devido à pressão que as moléculas de água exercem no interior

dos capilares [3.4; 3.36].

Para temperaturas superiores a 60 ºC, diversos autores têm registado valores de absorção de

humidade mais elevados, quando comparados com provetes expostos a temperaturas inferiores, o

que seria expectável. Todavia, o aumento da absorção é geralmente acompanhado por uma perda de

massa da matriz de poliéster insaturado do compósito GFRP, potencialmente devido a reacções de

hidrólise que ocorrem entre o polímero e a solução aquosa [3.36].


43

Robert et al. [3.36] constataram que a degradação provocada pelos efeitos higrotérmicos é

aproximadamente linear entre 20 e 50 ºC. Contudo, acima de 60 ºC, a capacidade resistente dos

provetes diminui de forma exponencial após um determinado período de exposição, para resinas de

viniléster e de poliéster insaturado, apesar dos valores da temperatura serem ainda inferiores à Tg

das resinas. A matriz de poliéster insaturado, para valores acima de 60 ºC e na presença de água,

começa a transitar para um comportamento viscoelástico, acompanhado de uma diminuição da

densidade provocada pela expansão da resina. Este fenómeno aumenta a porosidade dos perfis de

GFRP, facilitando a progressão da humidade até à interface e favorecendo a ocorrência de processos

de hidrólise e de delaminação nesta zona. Os factores de degradação descritos não são, contudo, os

que habitualmente ocorrem em situações de serviço dos perfis de GFRP. Por esta razão, algumas

normas de ensaios de envelhecimento acelerado definem o valor de 60 ºC como a temperatura

máxima recomendada, com o objectivo de se obterem estimativas da durabilidade do material GFRP

que não sejam demasiado conservativas ou que se devam a fenómenos diferentes dos passíveis de

acontecerem em condições normais de serviço [3.37; 3.38].

Karbhari et al. [3.35] expuseram provetes de GFRP imersos em soluções aquosas, a ciclos gelo-

degelo. Verificaram que a presença de água salgada teve maior impacto na microfissuração da

matriz, aparecendo fissuras devido a processos de osmose. A degradação dos provetes de GFRP

ocorreu devido à delaminação na matriz e na interface matriz-fibras, favorecida em parte pelo

aparecimento prévio de microfissuras. Durante os ciclos de gelo-degelo, a difusão da água pela

matriz influencia a sua degradação devido às tensões internas causadas pela alteração do volume da

água durante as variações de temperatura, fenómeno que em ambiente seco não acontece.

Diversos autores realçam o facto de ainda ser muito reduzida a informação disponível sobre a

durabilidade do material quando exposto às variações de temperatura a longo prazo. Alguns estudos

relevam informação relevante de ensaios a curto prazo. Contudo, surge ainda a necessidade de se

aprofundar em investigações futuras o conhecimento sobre o impacto da temperatura e das variações

de temperatura a longo prazo.

3.3.5 Fluência

Os efeitos da fluência em perfis de GFRP e a respectiva análise do fenómeno ao longo do tempo são

referidos como características críticas a investigar, com o objectivo de se aumentar a capacidade de

previsão da durabilidade dos perfis e de se potenciar a aplicação em infra-estruturas, como material

estrutural ou de reforço a longo prazo [3.39].

A fluência em perfis de GFRP é predominantemente um resultado da fluência da matriz polimérica. A

resina apresenta um comportamento visco-elástico, estando mais susceptível ao aumento da

deformação através da aplicação de uma carga ao longo do tempo, enquanto que o comportamento

elástico-linear das fibras de vidro confere maior capacidade resistente a este fenómeno. A


44

durabilidade de um perfil de GFRP é influenciada pela orientação das fibras de vidro e pela

percentagem presente no compósito, apresentando um comportamento melhor quando a solicitação

é no sentido paralelo às fibras [3.40]. É com base nestas informações que a maioria das medidas

para diminuir o efeito da fluência é aplicada ao nível do projecto, beneficiando a orientação das fibras

de acordo com a carga aplicada [3.39].

A degradação dos perfis de GFRP pela fluência até atingirem a rotura ocorre através da

microfissuração da matriz, o que origina ao longo do tempo o aparecimento de fracturas, a

consequente delaminação da interface matriz-fibras e a posterior rotura das fibras. Este último efeito

resulta da diminuição da capacidade de distribuição dos esforços aplicados no perfil pela matriz.

Contudo, os compósitos de GFRP têm a capacidade de recuperar as suas características no caso de

terem sido submetidos a tensões reduzidas [3.40].

Os efeitos da fluência têm um maior impacte nas deformações por corte, nomeadamente quando a

solicitação é paralela às fibras [3.1]. No entanto, para além da carga aplicada e da duração a que os

perfis de GFRP estão submetidos, os efeitos sinergéticos, nomeadamente a temperatura e a

humidade, desempenham um papel relevante na durabilidade do material GFRP. Para temperaturas

mais elevadas, nomeadamente quando se aproximam da Tg da matriz, a resistência à fluência dos

perfis de GFRP diminui, devido ao facto da resina começar a apresentar um comportamento mais

visco-eslástico [3.40]. Dutta et al. [3.41] analisaram o comportamento em fluência de provetes de

GFRP de poliéster insaturado, submetidos a tensões entre 60 e 80% da tensão de rotura e expostos

às temperaturas de 25, 50 e de 80 ºC. Os provetes expostos a 25 ºC não atingiram a rotura, contudo,

os provetes expostos a 50 e 80 ºC atingiram a rotura ao fim de algum tempo de exposição, ocorrendo

primeiro a rotura nos provetes a 80 ºC em função da tensão aplicada se aproximar da tensão de

rotura. Wu et al. [3.34] avaliaram a influência dos efeitos sinergéticos da fluência combinada com

ciclos de gelo-degelo. Os perfis de GFRP apresentaram uma degradação superior à que se verifica

após a exposição somente a ciclos de gelo-degelo.

A susceptibilidade da matriz à fluência depende do seu nível de cura. Resinas com um nível de cura

incompleto e sobretudo aquelas cujo processo de cura se realiza à temperatura ambiente,

apresentam uma menor capacidade de resistência à fluência, quando comparadas com resinas cujo

processo de cura se realizou a temperaturas superiores. As resinas com processos de cura

incompletos são ainda mais susceptíveis à microfendilhação [3.40]. A capacidade resistente dos

perfis de GFRP à fluência melhora com a evolução do processo de cura da matriz [3.1].

Diversos autores realçam a necessidade de se aprofundar o estudo do impacto da fluência nos

materiais GFRP, nomeadamente a influência do nível de cura da matriz na durabilidade do

compósito. Um conhecimento mais abrangente sobre este tema poderá permitir o desenvolvimento

de técnicas de aperfeiçoamento da durabilidade dos perfis de GFRP, para além dos critérios de

tolerância que se têm em conta na fase de projecto. O receio de perdas de resistência prematuras


45

durante o tempo de vida útil de uma estrutura tem levado ao sobredimensionamento na fase de

projecto, em parte devido à pouca informação sobre o comportamento dos perfis de GFRP à fluência

a longo prazo [3.42; 3.43].

A aplicação estrutural de perfis de GFRP em pontes e edifícios carece ainda de um conhecimento

aprofundado sobre o comportamento do material em fluência, nomeadamente à flexão, a longo prazo

e em condições de serviço. No entanto, das investigações realizadas nos últimos anos, apenas num

número reduzido se analisaram os efeitos da fluência à flexão, sendo, geralmente, através de

provetes de dimensões reduzidas e durante curtos períodos [3.43]. Sá et al. [3.43] verificaram,

através de ensaios à fluência em flexão, que o material GFRP atinge a rotura para tensões aplicadas

50% inferiores à tensão última, demonstrando a necessidade de se majorarem significativamente as

cargas permanentes durante a fase de projecto. Os mesmos autores aferiram um modelo analítico,

obtendo previsões bastante aproximadas dos resultados experimentais, e averiguaram que, uma viga

com condições usuais de carregamento (33% da carga última), poderá apresentar um incremento de

35% da deformação após um ano, alcançando os 100% depois de 50 anos de serviço [3.44].

3.3.6 Fadiga

A fadiga é geralmente avaliada pelo número de ciclos que um determinado material resiste a uma

carga aplicada, até ocorrer a rotura. No caso do sector da construção, a degradação está

maioritariamente relacionada com ciclos dinâmicos de aplicação de carga, que podem ser de origem

mecânica, ambiental ou química [3.45].

O ponto-chave para se compreender a influência da fadiga nos perfis de GFRP passa por se

entender o processo de redução da capacidade resistente ao longo dos diversos ciclos, até se atingir

a rotura. Se a rotura de um perfil não surge após o primeiro ciclo de aplicação de carga, então a

tensão última diminui à medida que o mesmo é submetido a tensões cíclicas, até a tensão última

resistente igualar a tensão aplicada e ocorrer a rotura [3.46].

Os primeiros efeitos de degradação ocorrem geralmente ao nível da matriz, através de

microfissuração, evoluindo progressivamente para a fracturação da matriz e das fibras. No entanto, a

rotura pode ocorrer também por delaminação da matriz ou da interface matriz-fibras, uma vez que,

para além das tensões aplicadas e da frequência dos ciclos, o comportamento dos perfis de GFRP à

fadiga é ainda influenciado pela qualidade dos constituintes, pela adesão matriz-fibras e pela

qualidade do processo de fabrico [3.47].

Os efeitos da fadiga na matriz traduzem-se, em parte, pela redução da capacidade resistente ao corte

interlaminar. Numa resina que apresente um comportamento mais dúctil, a rotura ocorre geralmente

por múltipla fracturação das fibras. No caso de uma resina com ductilidade reduzida, é mais usual

que surja fissuração na matriz originando a diminuição da distribuição de tensões entre as fibras.


46

Relativamente à propagação de fracturas nas fibras de vidro, a interface matriz-fibras desempenha

um papel relevante, visto que, no caso de uma adesão fraca, a rotura acaba por ocorrer por

delaminação da interface ou por pull-out das fibras.

A durabilidade dos perfis de GFRP é ainda significativamente afectada pela orientação e disposição

das fibras. À semelhança da fluência, o material compósito de GFRP apresenta um melhor

comportamento quando os esforços são aplicados paralelamente às fibras; contudo, perfis com

camadas de fibras com orientação alternada ± 5º, demonstraram um melhor desempenho em relação

a perfis com fibras alinhadas numa só direcção [3.45].

A investigação dos impactos da fadiga nos perfis de GFRP é um dos grandes desafios da indústria

dos compósitos, o no domínio da aplicação estrutural, nomeadamente no caso de perfis pultrudidos

de GFRP, cujo processo de fabrico apresenta um rendimento mais elevado e um custo inferior

quando comparado com outros métodos de produção [3.15]. Já existe alguma informação sobre a

influência de determinados efeitos da fadiga na durabilidade dos perfis de GFRP; contudo, em

condições de serviço, não é usual a actuação da fadiga de forma isolada. Alguns autores afirmam a

necessidade de se aprofundar o estudo sobre os possíveis efeitos sinergéticos nos perfis de GFRP,

que poderão resultar da actuação da fadiga em simultâneo com outros agentes de degradação. Um

conhecimento mais alargado poderá possibilitar a dedução de ferramentas de modelação que

permitam combinar os diversos factores de degradação e projectar estruturas de forma mais eficiente,

para tempos de serviço superiores a 50 anos [3.47].

3.3.7 Fogo

Os perfis pultrudidos de GFRP têm sido aplicados com sucesso a nível estrutural, particularmente na

execução de pontes. Contudo, o mesmo êxito não foi ainda alcançado em edifícios, apesar das

características promissoras, devido à sensibilidade do material GFRP a temperaturas elevadas e em

particular ao fogo, apresentando neste caso, dificuldades em garantir o desempenho exigido a

elementos estruturais primários [3.48].

A temperaturas entre 100 e 200 ºC, os perfis de GFRP transitam para um comportamento visco-

elástico, aumentando a fluência do material e reduzindo a resistência mecânica e a rigidez. Quando

expostos a temperaturas elevadas (entre 300 a 500 ºC) a matriz orgânica decompõe-se, libertando

calor, fumo, fuligem e gases tóxicos [3.49]. A resina polimérica de poliéster insaturado é combustível,

começando a perder resistência próximo de 100 ºC, uma temperatura muito inferior à necessária para

que ocorra o mesmo efeito no aço. Contudo, os constituintes inorgânicos (fibras e alguns fillers) não

são combustíveis, acabando por dificultar a propagação do fogo [3.1; 3.50]. As camadas exteriores

dos constituintes inorgânicos, após decomposição da resina, funcionam como isolamento, retardando

a penetração do calor e a emissão de gases [3.50]. Uma boa característica dos materiais GFRP é a

sua reduzida condutividade térmica, favorecendo a resistência ao desenvolvimento do fogo e


47

funcionando como uma barreira à produção de calor (a condutividade térmica é cerca de 200 vezes

inferior em relação ao aço), de fumo e de gases tóxicos [3.1; 3.49].

O comportamento dos perfis de GFRP pode ser analisado como base na reacção e na resistência do

material ao fogo. A reacção ao fogo, para além de se referir à inflamabilidade e à toxicidade do fumo

e dos gases, engloba também a condutividade térmica e o tempo de inflamação. A última

característica ainda não abordada, corresponde ao período a que o material exposto ao fogo demora

a iniciar uma combustão sustentada [3.48]. No caso das resinas orgânicas, a ignição ocorre num

curto período de tempo, quando a superfície do compósito está exposta a temperaturas num intervalo

entre 250 e 400 ºC [3.51]. Duas outras propriedades relevantes são a densidade do fumo e a

toxicidade [3.48].

Existem alguns métodos que poderão melhorar o comportamento dos perfis de GFRP ao fogo, como

é o caso da aplicação superficial de tintas intumescentes, da utilização de protecções superficiais

cerâmicas, da adição de retardadores de chama e do recurso a sistemas de protecção activa [3.7;

3.49]. Diversos autores analisaram os variados métodos, sendo que o sistema de protecção activa

através de arrefecimento a água tem apresentado resultados bastante satisfatórios.

Bai et al. [3.52] analisaram o comportamento estrutural de pilares tubulares de GFRP ao fogo, com

um sistema de protecção activa de arrefecimento a água e com esforço axial aplicado. Os pilares sem

qualquer tipo de protecção e sujeitos à exposição ao fogo, segundo a norma ISO 834 [3.53], em

apenas um dos lados, registaram uma capacidade resistente acima de 30 minutos, tempo que poderá

ser suficiente para garantir a evacuação em edifícios pequenos. O mesmo ensaio foi realizado a

pilares com um sistema de protecção activa de arrefecimento a água. Neste caso, os pilares

conseguiram manter a sua capacidade estrutural por mais de 2 horas.

Correia et al. [3.49] avaliaram a resistência ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP com matriz de

poliéster insaturado isofltálico, recorrendo a vários métodos de protecção ao fogo. Para perfis sem

qualquer protecção, o colapso ocorreu ao fim de 38 minutos, enquanto que, no caso dos perfis

protegidos com tinta intumescente, a capacidade resistente duplicou, ocorrendo a rotura após 65

minutos de exposição ao fogo. O recurso a um sistema de arrefecimento a água foi o método que

apresentou os melhores resultados, consideravelmente superiores aos obtidos nos perfis com

protecção superficial. Neste caso, os perfis de GFRP garantiram uma resistência ao fogo superior a

120 minutos, à semelhança do verificado por Bai et al. [3.52]. Os mesmos autores desenvolveram um

modelo termomecânico, para previsão da capacidade de resposta térmica e mecânica de perfis

pultrudidos de GFRP quando expostos ao fogo, que já engloba as vantagens conferidas pelos

sistemas de protecção passiva e activa. O modelo permitiu obter resultados razoáveis com a

realidade e demonstra que a eficácia das camadas de protecção passiva ao fogo depende

directamente das propriedades termofísicas, proporcionando um desempenho melhor para

condutividades mais reduzidas e capacidades térmicas mais elevadas [3.54].


48

3.3.8 Exposição à radiação ultravioleta (UV)

A radiação ultravioleta (UV), que atinge a superfície terrestre, corresponde a aproximadamente 6% da

radiação solar, com comprimentos de onda entre 290 e 400 nm, sendo o intervalo com maior impacte

na generalidade dos polímeros [3.55]. No caso do poliéster insaturado, o maior impacte da radicação

UV tem-se verificado para comprimentos de onda próximos de 330 nm, valor corresponde à energia

de dissociação do polímero [3.56].

A radiação UV origina processos de fotodegradação, devido à absorção dos fotões e à presença de

oxigénio [3.57]. O efeito deste fenómeno nas resinas poliméricas caracteriza-se pela quebra de

ligações químicas na superfície da matriz, podendo originar os diversos efeitos descritos em seguida,

de forma sequencial [3.56]:

redução do brilho superficial;

descoloração superficial;

esfarelamento superficial da matriz

descamação superficial da matriz

corrosão alveolar;

microfissuração;

empolamento;

perda superficial da resina sem exposição de fibras;

perda superficial de resina com exposição de fibras;

redução da adesão das fibras superficias;

delaminação das fibras superficiais.

Os primeiros quatro efeitos têm consequências essencialmente estéticas, devendo ser dada maior

relevância a este fenómeno a partir do momento em que as fibras comecem a ficar visíveis. No

entanto, é importante clarificar que, para que haja exposição das fibras superficiais, é necessária uma

exposição muito prolongada à radiação UV. Para além disso, nem toda a radiação UV que atinge a

superfície dos perfis de GFRP é absorvida pela resina e nem toda a radiação absorvida provoca

fotodegradação, apenas uma percentagem afecta efectivamente a durabilidade do material [3.55].

Relativamente aos efeitos da radiação UV nas fibras de vidro, estas também apresentam, à

semelhança da matriz, óxidos na sua constituição, estando igualmente sujeitas à quebra de ligações

químicas. No entanto, o revestimento das fibras pela matriz confere-lhes protecção, actuando a

radiação UV apenas na superfície da resina [3.57].

As reacções de fotodegradação encontram-se geralmente limitadas a uma profundidade de cerca de

50 a 100 μm, tendo um impacte insignificante na resistência mecânica de provetes com espessuras

razoáveis [3.55]. A região superficial funciona como protecção à exposição da radiação UV,

condicionando de certa forma a degradação a profundidades superiores [3.56]. Gu [3.57] analisou os


49

efeitos da radiação ultravioleta no comportamento mecânico de provetes laminados de GFRP de 2, 3

e 5 camadas, expostos durante 200 horas. Os resultados comprovaram a pouca relevância dos

efeitos a nível mecânico, sendo que no caso de provetes de 5 lâminas não se registou qualquer

alteração das características, em relação aos valores obtidos em provetes não envelhecidos. Através

de uma análise com microscópio electrónico (SEM), foi possível observar o aparecimento de corrosão

alveolar e a identificação de bolhas microscópicas. Micelli et al. [3.58] registaram a mesma

irrelevância da exposição à radiação UV na resistência ao corte interlaminar.

A ocorrência de possíveis efeitos de degradação relevantes nos perfis de GFRP não ocorre pela

actuação isolada da radiação UV, mas através dos possíveis efeitos sinergéticos com outros agentes

de degradação, nomeadamente a humidade. A microfissuração e a corrosão alveolar que poderá

resultar da exposição à radiação UV, poderá favorecer a difusão da humidade pelo interior da matriz,

facilitando o acesso não só ao interior da matriz com à interface matriz-fibras [3.56].

A utilização de perfis de GFRP no exterior é usualmente acompanhada de métodos de protecção à

radiação UV. Uma prática comum é a aplicação de uma resina superficial (gel coat) ou de pinturas de

protecção. Apesar da protecção fornecida, os revestimentos mencionados são de origem orgânica e,

portanto, também eles se encontram sujeitos aos fenómenos de degradação provocados pela

radiação UV, carecendo de manutenção periódica. Outra medida de protecção poderá ser o recurso a

aditivos que melhorem as propriedades da resina e atrasem a degradação provocada pela radiação

UV, contudo o nível de eficiência não é comum a todas as resinas e o método de protecção perde

eficácia ao longo do tempo [3.1; 3.56].

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55


4.1 Introdução

A investigação realizada teve como objectivo a análise do desempenho, químico, físico e mecânico

de perfis pultrudidos de GRFP com matriz de poliéster insaturado, quando expostos a diversas

condições ambientais frequentes em obras de construção civil.

Em ambientes agressivos, como é o caso de zonas costeiras ou de regiões com precipitações

regulares ou níveis de humidade elevados, os perfis de GFRP são encarados como uma alternativa

viável, tanto na reabilitação de estruturas fortemente afectadas pela corrosão, em substituição de

elementos estruturais degradados, como na construção de novas infra-estruturas, surgindo

nomeadamente como uma alternativa ao aço. Contudo, o nível de conhecimento relativo ao

desempenho do material ao longo do tempo, ainda não proporciona a confiança necessária para a

sua utilização generalizada e, nos casos em que se recorre aos perfis de GFRP como elementos

estruturais, a sua aplicação é habitualmente acompanhada de um sobredimensionamento da

capacidade resistente do material. O conhecimento ainda pouco aprofundado da durabilidade dos

perfis de GFRP neste tipo de ambientes suscita ainda dificuldades consideráveis na elaboração de

regulamentação [4.1].

Com o objectivo de se procurar avaliar e quantificar a degradação do material GFRP ao longo do

tempo, foram preparados diversos provetes, a partir de perfis pultrudidos de GFRP com matriz de

poliéster insaturado. Posteriormente, os provetes foram submetidos a diversos ambientes controlados

de envelhecimento acelerado e um conjunto de provetes adicional foi exposto às condições naturais

da região de Lisboa. A análise do desempenho do material ao longo do tempo foi realizada através de

ensaios de caracterização mecânica e física, efectuados no decorrer da investigação, para cada

ambiente e em diversas idades de exposição.

Os diversos ambientes de exposição foram monitorizados, para que as condições estabelecidas no

início da investigação para cada ambiente se mantivessem durante o decorrer do estudo.

Com intuito de se definir as propriedades iniciais do compósito de GFRP, realizou-se ainda um

conjunto de ensaios de caracterização a provetes não envelhecidos. As características iniciais

aferidas serviram de base para se avaliar as alterações de desempenho e os impactes provocados

pelos diversos agentes agressivos, durante o processo de envelhecimento dos provetes.

O estudo foi realizado em parceria com o Departamento de Engenharia Civil, Arquitectura e

Georrecursos do Instituto Superior Técnico (IST) e o Departamento de Materiais do Núcleo de

Materiais Orgânicos do Laboratório Nacional de Engenharia Civil (NMO/LNEC), que proporcionaram

as sinergias essenciais à realização desta investigação.

4. CAMPANHA EXPERIMENTAL

56

O presente capítulo tem por objectivo descrever o programa experimental, a origem e a metodologia

de preparação dos provetes ensaiados, os diversos ambientes de exposição e os procedimentos

experimentais, que foram realizados de acordo com as normas em vigor.

4.2 Programa experimental

O programa experimental é composto por duas fases. A fase 1 enquadra-se no prolongamento da

investigação iniciada por Costa [4.2], que desenvolveu uma análise de durabilidade exaustiva de

provetes compósitos de GFRP com matriz de poliéster insaturado, quando expostos a diversos

ambientes durante 9 meses. O objectivo da presente dissertação consiste em analisar a durabilidade

dos provetes expostos aos diversos ambientes da fase 1, após 12 e 18 meses de envelhecimento,

através da evolução do desempenho mecânico e físico do material em relação aos valores obtidos

para os provetes não envelhecidos e para os primeiros 9 meses de exposição. Esta fase engloba

ainda a análise de provetes em situação de envelhecimento natural, expostos às condições

climatéricas naturais da área de Lisboa durante 12 meses.

A fase 2 surge com base em duas questões cuja relevância se enquadra na presente investigação. A

primeira baseia-se na possível influência que a inexistência de protecção lateral dos provetes possa

ter na durabilidade do material. A segunda consiste na análise da reversibilidade da degradação,

após um período de secagem, uma vez que na fase 1, os provetes foram ensaiados em estado

húmido.

A ausência de protecção lateral advém da fase de preparação dos provetes. Os cortes realizados nos

perfis pultrudidos de GFRP fornecidos para esta investigação, para elaboração dos provetes, foram

efectuados de acordo com as dimensões estipuladas nas normas relativas aos ensaios executados.

No entanto, nas faces cortadas, o interior da matriz, as fibras e a interface matriz-fibras seccionadas

ficam em contacto directo com os agentes de degradação, ao contrário do que acontece na realidade,

uma vez que a matriz confere ao perfil uma protecção superficial, protegendo também as fibras e a

interface. Convém realçar que os resultados obtidos na fase 1 se encontram do lado da segurança.

Contudo, o que se pretendeu avaliar neste caso foi o grau de conservadorismo desses valores. Com

esse intuito, incluiu-se um grupo de provetes cujas faces laterais foram revestidas com uma resina

epóxida, visando a análise da capacidade de absorção dos provetes numa situação teoricamente

mais realista, ou seja, sem as faces de corte expostas directamente, e quais os impactos que tal

poderá ter na durabilidade do material em estudo. Nishizaki et al. [4.3], num estudo de perfis

laminados de GFRP em envelhecimento natural, mostraram que a aplicação de um revestimento

superficial de base acrílica aumentava a durabilidade do material. Neste caso, o que se pretende é

avaliar a influência da protecção superficial que a própria matriz confere ao compósito, na

durabilidade dos perfis de GFRP em estudo.


57

Relativamente à questão da possível reversibilidade da degradação dos provetes, em diversos casos

de aplicação prática de compósitos de GFRP, nem sempre a presença de água ou de humidade é

uma constante. Regra geral, à excepção de construções marítimas, o material pode alternar entre

períodos de exposição à humidade e períodos de secagem. Vários autores, como é o caso de

Karbhari [4.4] e Liao et al. [4.5], referem que determinadas alterações na durabilidade devido à

exposição a diversos agentes de degradação até determinados períodos de tempo, podem ter um

carácter reversível. Com a fase 2 da investigação, pretende-se analisar um grupo de provetes em

condições semelhantes aos ensaiados na fase 1, com a diferença de que a caracterização mecânica

é efectuada após um período de secagem. O objectivo é verificar, em diversas idades de exposição e

em vários ambientes de envelhecimento, se ocorre reversibilidade das perdas de desempenho no

material GFRP em estudo, devido aos agentes de degradação.

Durante o presente capítulo, as referências ao termo investigação correspondem ao estudo de

durabilidade em perfis pultrudidos de GFRP com matriz de poliéster insaturado, iniciado por Costa

[4.2], e no qual se insere a campanha experimental efectuada durante a presente dissertação. O

conceito de campanha experimental utilizado tem por base toda a análise e ensaios realizados

somente durante o decorrer desta dissertação.

4.2.1 Estudo prévio da campanha experimental

O primeiro passo de toda a campanha experimental foi definir a quantidade de provetes possível de

se obter, através dos perfis pultrudidos de GFRP com matriz de poliéster insaturado disponíveis em

laboratório, que sobraram da fase 1 da presente investigação. O estudo a realizar para os provetes

da fase 2 inclui uma análise comparativa com os resultados alcançados durante a fase 1. Como tal,

considerou-se relevante que todos provetes utilizados ao longo da investigação fossem oriundos do

mesmo lote de produção, evitando potenciais divergências das características do material devido a

variações durante o processo de produção. Só após a aferição do número máximo de provetes

possível, foi profícuo definir os ambientes e períodos de exposição para a fase 2 da investigação.

Para determinar a quantidade de provetes óptima, foi ainda necessário conhecer as dimensões

definidas pelas normas dos respectivos ensaios que se pretendem realizar. A figura 4.1 ilustra a

nomenclatura utilizada para representar as dimensões dos provetes. Os ensaios a realizar,

respectivas normas e dimensões dos provetes encontram-se descritos no quadro 4.1.

h – espessura

Figura 4.1 – Nomenclatura relativa às dimensões dos provetes

b - largura

L - comprimento


58

Quadro 4.1 – Ensaios a realizar e respectivas normas e dimensões dos provetes

Ensaios Normas b (mm) h (mm) L (mm)

Corte ASTM D2344 e EN ISO 14130 10 5 30

Tracção ISO 527 – Partes 1 e 5 25 5 300

Flexão ISO 14125 15 5 150

DMA ISO 6721 15 5 60

Os ensaios mecânicos detalhados no quadro 4.1 foram definidos no início da investigação. O ensaio

de compressão, inicialmente previsto, foi abandonado após a sua realização em provetes não

envelhecidos e com 3 meses de envelhecimento. A razão prendeu-se essencialmente com a

disparidade dos resultados obtidos para as tensões de rotura, deformações e módulos de

elasticidade, cuja representatividade se relevou de pouco interesse prático [4.2]. Em investigações

futuras, a metodologia do ensaio de corte deverá ser reavaliada, tendo sempre por base a respectiva

norma, com a prespectiva de se obterem dados que garantam uma relação com o que poderá ocorrer

em aplicações práticas dos perfis de GFRP em estudo.

O quadro 4.1 prevê ainda provetes destinados à execução de uma análise mecânica dinâmica (DMA).

A avaliação do comportamento viscoelástico e a determinação da temperatura de transição vítrea dos

provetes em estudo na fase 2, continuou a ser um factor de estudo relevante devido à variação

comportamental que os materiais GFRP podem apresentar.

Os ensaios de caracterização de provetes não envelhecidos foram realizados para o material em

estudo, no início da investigação. Como tal, não se justificou a repetição dos ensaios de

caracterização para provetes não envelhecidos do conjunto testado na fase 2, uma vez que a origem

do material utilizado nesta fase é a mesma do material utilizado na fase 1.

Em conformidade com o estipulado no início da investigação, foram previstos para cada colheita,

cinco provetes por cada tipo de ensaio mecânico e três provetes para cada análise DMA. O número

de provetes por ensaio baseou-se nas normas em vigor e na relevância estatística dos resultados,

estando em conformidade com as recomendações normativas. A quantidade de provetes possível de

se preparar, tendo em conta a quantidade de provetes por colheita para cada ensaio, encontra-se

discriminada no quadro 4.2.

Quadro 4.2 – Quantidade de provetes para a fase 2

Ensaio b (mm) h (mm) L (mm) Nº/colheita Quantidade

Corte 10 5 30 5 80

Tracção 25 5 300 5 80

Flexão 15 5 150 5 80

DMA 15 5 60 3 48


59

4.2.2 Organização da campanha experimental

Os provetes relativos à fase 1 foram expostos no início da corrente investigação, tendo todo o

processo de envelhecimento do material em estudo decorrido nas instalações do (NMO/DM/LNEC).

Para esta fase, foram definidos três ambientes de envelhecimento, a imersão em água

desmineralizada e a imersão em água salgada, que correspondem a métodos de envelhecimento

acelerado, e a exposição às condições naturais da região de Lisboa, que corresponde a um método

de envelhecimento natural. Em ambos os ambientes de imersão, foram expostos provetes a três

temperaturas distintas (20, 40 e 60 ºC). No caso dos ambientes de envelhecimento acelerado, foi

definido um período de exposição de 24 meses, tendo-se realizado no âmbito desta dissertação, a

análise de provetes com 12 e 18 meses de envelhecimento. Relativamente ao envelhecimento

natural, o material em estudo ficará submetido às condições naturais da região de Lisboa durante um

período de 10 anos. No decorrer desta campanha experimental, foi analisado um conjunto de

provetes após 1 ano de exposição.

Na fase 2, consideraram-se dois tipos de provetes, os provetes com as faces laterais revestidas, aos

quais se denominarão posteriormente de protegidos, e os provetes que, após o período de exposição,

foram submetidos a um período de secagem antes dos respectivos ensaios de caracterização, e que

serão designados de secagem.

Após o estudo prévio mencionado no subcapítulo 4.2.1, constatou-se que o número de provetes era

suficiente para se efectuar uma análise de durabilidade em três ambientes de exposição distintos,

possibilitando ainda a realização de colheitas aos 6, 12 e 18 meses de envelhecimento. Durante os

primeiros 9 meses de envelhecimento da fase 1, não se registou uma disparidade relevante entre os

provetes envelhecidos em água desmineralizada e em água salgada [4.2]. Com base neste facto,

optou-se por analisar, durante a fase 2 da investigação, a evolução do desempenho dos provetes

protegidos e de secagem imersos em água desmineralizada, alargando a exposição às temperaturas

de 20 e 40 ºC, e os impactes da condensação em contínuo a 40 ºC. A imersão de provetes à

temperatura de 60 ºC foi suspensa devido às características da resina de protecção aplicada como

revestimento lateral dos provetes protegidos. De acordo com a ficha técnica do produto de

revestimento aplicado (Icosit K 101 N), este garante a resistência térmica quando submerso em água

quente sem agressividade química associada, até aproximadamente 40 ºC [4.6]. Os ambientes de

envelhecimento definidos para os provetes relativos à fase 2 da investigação foram igualmente

analisados, para idades de exposição idênticas ao da fase 1 [4.2].

O quadro 4.3 descreve a organização da campanha experimental.


60

Quadro 4.3 – Programa experimental

Tipo de Exposição

Períodos de

Exposição Condições de Exposição

Fase 1

Imersão em água

desmineralizada

(W-20), (W-40), (W-60)

3, 6, 9, 12, 18 e

24 meses

- Temperaturas: 20 (±2) ºC, 40 (±1) ºC

e 60 (±1) ºC

Imersão em água salgada

(S-20), (S-40), (S-60)

3, 6, 9, 12, 18 e

24 meses

- Temperaturas: 20 (±2) ºC, 40 (±1) ºC

e 60 (±1) ºC

- Solução aquosa: 35g/l NaCl

Envelhecimento natural 1, 2, 5 e 10 anos

- Localizado no terraço das instalações

do LNEC.

- A temperatura, a humidade relativa e

a radiação UV são constantemente

monitorizados

Fase 2

Imersão em água

desmineralizada

(WD-20), (WD-40), (WI-20),

(WI-40)

6, 12 e 18 meses - Temperaturas: 20 (±2) ºC e 40 (±1) ºC

Condensação em contínuo

(CCD-40), (CCI-40) 6, 12 e 18 meses

- Temperatura: 40 (±2) ºC

- Humidade: 100%

W – Imersão em água desmineralizada (Water)

S – Imersão em solução salina (Salt)

D – Provete de secagem (Dried)

I – Provete protegido (Isolated)

CC – Condensação em contínuo (Continuous condensation)

Os provetes da fase 1 com idades de exposição de 3 e 6 meses foram ensaiados por Costa [4.2],

durante o primeiro ano da investigação. Os provetes da fase 1 em envelhecimento acelerado a

ensaiar aos 24 meses, assim como os provetes em envelhecimento natural a ensaiar aos 2, 5 e 10

anos serão alvo de investigações futuras. Serão igualmente objecto de investigações futuras, os

provetes da fase 2 a ensaiar aos 12 e 18 meses.

4.3. Material

4.3.1. Perfis pultrudidos de GFRP

O material utilizado durante a campanha experimental provem dos perfis pultrudidos de GFRP

adquiridos no princípio da investigação. Conforme mencionado no subcapítulo 4.2.1, o facto de se

realizar uma análise comparativa dos resultados obtidos entre provetes oriundos de perfis pultrudidos

de GFRP do mesmo lote e fabricados durante o mesmo processo de pultrusão, aufere um rigor


61

acrescido ao estudo, visto que os impactes decorrentes do processo de fabrico e de cura serão

supostamente similares em todos os provetes.

Até à exposição do material nos diversos ambientes de envelhecimento e após a aquisição dos perfis

de GFRP, estes foram mantidos à temperatura ambiente no Laboratório de Construção do IST

(LC/IST).

Os perfis foram produzidos pela empresa portuguesa ALTO, Perfis Pultrudidos, Lda, sediada na Maia,

com aproximadamente 2 metros de comprimento e com uma secção rectangular tubular de 50 mm x

50 mm x 5 mm. São compostos por uma resina termoendurecível de poliéster insaturado, constituindo

a matriz, e por fibras de vidro do tipo E. As fibras foram aplicadas maioritariamente como filamentos

contínuos, alinhados na direcção longitudinal, existindo ainda uma camada superficial de fibras

dispostas em várias direcções (véu de superfície). A tonalidade amarela dos perfis é conferida por um

corante adicionado à matriz durante o processo de fabrico.

O campo de aplicação mais frequente deste tipo de perfis é em guarda-corpos, escadas, tampas,

grelhas, e a sua utilização é particularmente atractiva em ambientes agressivos, como é o caso de

estações de tratamento de águas residuais (ETAR), devido à elevada resistência química [4.7]. Na

figura 4.2, é possível observarem-se exemplos de guarda-corpos construídos com perfis pultrudidos

de GFRP com matriz de poliéster insaturado.

Figura 4.2 – Guarda-corpos em perfis pultrudidos de GFRP [4.7]

4.3.2 Preparação dos provetes

4.3.2.1 Corte dos provetes

O processo de corte dos provetes para a fase 2 da investigação foi iniciado no Laboratório de

Estruturas e Resistência de Materiais do IST (LERM/IST) e concluído no NMO/DM/LNEC. Os

provetes foram executados em conformidade com as dimensões estipuladas no capítulo 4.2.1

(quadro 4.1) e segundo as quantidades referidas no quadro 4.2.


62

No LERM/IST, realizou-se o corte dos perfis em secções com comprimentos referentes aos valores L

indicados no quadro 4.2. O corte foi efectuado numa máquina de corte de fita com arrefecimento a

água.

Os restantes cortes foram efectuados no NMO/DM/LNEC, numa máquina de corte de disco

diamantado com arrefecimento a água. Durante todo o processo de corte, os provetes foram

mantidos em ambiente seco, de modo a preservar as suas características iniciais. Na figura 4.3, é

possível visualizar os quatro tipos de provetes cortados.

Figura 4.3 – Tipos de provete cortados

Enquadrado nesta fase de preparação de provetes, importa referir os critérios que foram

estabelecidos com o objectivo de se garantir a qualidade e a representatividade dos resultados

obtidos durante os ensaios. Ao nível da área da secção do perfil que se considerou viável para o

corte dos diversos provetes, excluiu-se 1 cm na extremidade de cada face, devido a dois factores: à

intersecção com a outra face perpendicular do perfil, de espessura 0,5 cm, e à concordância que se

verifica na zona de intercepção entre faces, originando uma região de espessura variável com

aproximadamente 0,5 cm. O objectivo foi garantir a espessura constante dos provetes e evitar zonas

da secção do perfil com possíveis tensões internas. A figura 4.4 representa a secção tubular do perfil,

com a respectiva indicação da região de onde se retiraram os provetes. Outro critério estabelecido foi

ao nível do corte dos provetes. Foram rejeitados todos os provetes com diferenças superiores a 1 mm

relativamente às dimensões estipuladas no quadro 4.2, com o intuito de se garantir a homogeneidade

geométrica dos mesmos.

Figura 4.4 – Região viável para obtenção de provetes numa secção do perfil tubular

3 cm

5 cm

3 cm 5 cm


63

4.3.2.2 Identificação

A investigação engloba um grande conjunto de provetes, expostos a diversos ambientes e destinados

a determinados ensaios, em estado húmido ou após passarem por um processo de secagem, findo o

período de exposição. Aliado a estes factos, encontravam-se ainda no mesmo ambiente, provetes

com idades de exposição diferentes, dependendo da fase da investigação a que pertençam.

Para além da abrangência do estudo, a investigação decorrerá durante um período previsto de

10 anos, no caso do envelhecimento natural, e durante um período de 24 meses, relativamente ao

envelhecimento acelerado. Com base nestas circunstâncias, foi necessário criar um sistema de

identificação, conforme se pode visualizar na figura 4.5, que permitisse distinguir os diversos

provetes.

Figura 4.5 – Identificação tipo de um provete

Tendo presente a nomenclatura do provete apresentado na figura 4.5, o primeiro número

corresponde ao tipo de ambiente de exposição do provete e o segundo número à temperatura em

que se encontra o ambiente correspondente. As letras que seguem a numeração inicial equivalem ao

ensaio a que se destina o provete e, no caso dos provetes da fase 2, a primeira letra corresponde às

duas variantes introduzidas na investigação, a análise de desempenho de provetes com protecção

lateral e a análise da reversibilidade das características após um período de secagem. Os dígitos

posteriores às letras são o número identificativo de cada provete. Nos quadros 4.4 e 4.5, são

descritos os significados dos códigos utilizados no sistema de identificação.

Quadro 4.4 – Método de identificação dos provetes por tipo de ensaio

Tipos de ensaio Código

Tracção T

Flexão F

Corte C

DMA D


64

Quadro 4.5 – Método de identificação dos provetes por ambiente de envelhecimento, temperatura e fase da investigação

Ambiente Temperatura Fase Código

Imersão água desmineralizada

20ºC

1 1.1

2 (Protegido) 1.1 P

2 (Secagem) 1.1 S

40ºC

1 1.2

2 (Protegido) 1.2 P

2 (Secagem) 1.2 S

60ºC 1 1.3

Imersão água salgada

20ºC 1 2.1

40ºC 1 2.2

60ºC 1 2.3

Envelhecimento natural - 1 8

Condensação em contínuo 40ºC 2 (Protegido) 1.3 P

2 (Secagem) 1.3 S

4.3.2.3 Processo de aplicação do revestimento de protecção

O processo de aplicação do revestimento de protecção correspondeu à fase final da preparação dos

provetes designados de protegidos e foi realizado no NMO/LNEC.

O revestimento de protecção aplicado foi conferido por um ligante estrutural à base de resinas

epóxidas especiais, isentas de solventes e com boa resistência química e térmica. Ao nível da

resistência química, a resina de protecção apresenta bons desempenhos na presença de águas

brandas agressivas, gorduras, óleos, bases e ácidos diluídos não oxidantes. Relativamente à

resistência térmica, suporta temperaturas até 100 ºC em ambiente seco, e temperaturas aproximadas

de 40 ºC quando imersa em água sem agressividade química associada [4.6].

O ligante Icosit K 101 N é um produto bi-componente comercializado pela Sika Portugal, SA, detendo

marcação CE. É um revestimento espesso de protecção, cuja aplicação é adequada em

reservatórios, filtros e outros equipamentos ou infra-estruturas, no domínio da indústria da água [4.6].

O produto encontra-se em conformidade com a norma EN 1504-2, que fornece as especificações

para os produtos ou sistemas utilizados como métodos de protecção superficial para o betão [4.8].

Durante a aplicação do revestimento e o processo de secagem, foram cumpridas as especificações

detalhadas na ficha do produto [4.6]. Foram ainda cumpridas as medidas de segurança,

nomeadamente devido à irritabilidade do componente B para a pele no seu estado líquido [4.9].


65

A aplicação do revestimento foi realizada num ambiente ventilado a 21 ºC e, após a pintura, os

provetes foram mantidos durante 8 dias numa sala com temperatura ambiente de 21 ºC e ventilação

forçada, com um débito de ar que permitia a sua renovação cinco vezes por hora, durante 24 horas.

Após o período de secagem, os provetes foram ainda mantidos 24 horas em estufa, à temperatura de

50 ºC. As condições de aplicação e de secagem foram definidas de modo a suplantar os mínimos

indicados pelo fabricante, nomeadamente as condições de secagem antes do contacto com a água.

O fabricante aconselha somente a ventilação forçada que permita a renovação de ar cinco vezes por

hora, 8 horas por dia, durante 7 dias, e que, após a fase de secagem, o ligante epóxito seja

submetido durante 24 horas a 30 ºC [4.6].

O revestimento de protecção foi aplicado nas faces cortadas em 144 provetes, destinados aos

diversos ensaios de caracterização do material. Para além destes provetes, foram revestidas as faces

de corte de mais 3, com o intuito de se monitorizar, ao longo do tempo, a capacidade de absorção de

água. Foram ainda revestidos na totalidade mais 3 provetes, cujo objectivo foi avaliar a capacidade

de absorção de água do próprio ligante e averiguar se este confere na realidade a protecção

desejada, validando-se desta forma a viabilidade dos resultados obtidos para os provetes protegidos.

A figura 4.6 apresenta um provete protegido e um provete totalmente revestido.

(a)

Figura 4.6 – Provete protegido (a) e provete totalmente revestido (b)

O revestimento de protecção aplicado teve por objectivo a análise do possível conservativismo dos

resultados obtidos para os provetes da fase 1, devido à exposição directa de secções do interior da

matriz, das fibras de vidro e da interface matriz-fibras à humidade, como resultado do processo de

corte e preparação dos provetes, situação que geralmente não acontecerá em aplicações práticas.

Não se enquadrou no objectivo do estudo a adequabilidade da aplicação do ligante como

revestimento de protecção em situações práticas de utilização de perfis de GFRP.

4.3.2.4 Processo de secagem

O processo de secagem foi a última etapa antes do acondicionamento dos provetes protegidos e de

secagem, nos diversos ambientes de exposição. Durante as diversas fases de preparação, o material

esteve constantemente em ambientes secos, no entanto, em condições naturais existe sempre

alguma humidade relativa, nomeadamente durante o processo de corte, devido ao sistema de

(b)


66

refrigeração a água do equipamento. Sendo um dos objectivos deste estudo a análise do

desempenho do material ao longo do tempo devido à presença de humidade ou à imersão em

soluções aquosas, assim como a avaliação da absorção de água, o material deve iniciar a sua

exposição em condições óptimas, ou seja sem teor de humidade. Esta consideração tem ainda por

base a averiguação da massa inicial dos provetes, isto é, a massa do material em estado seco, sem a

presença de componentes alheios à composição do compósito de GFRP, como é o caso das

moléculas de água. A massa inicial dos provetes é a massa de referência considerada para a análise

da absorção de água do material GFRP em estudo ao longo do tempo.

O processo de secagem consistiu no acondicionamento dos provetes da fase 2 numa estufa a 50 ºC,

no NMO/DM/LNEC (figura 4.7), durante o período necessário até estabilizarem os valores da massa

dos provetes. Realizaram-se medições de massa a cada 24 horas até se alcançar a massa de

referência. Devido à quantidade de provetes, o controlo de estabilização de massa foi efectuado por

amostragem. Para tal foram eleitos 9 provetes, três provetes por cada tipo de ambiente de exposição,

sendo que um é protegido, outro é de secagem e o terceiro é o provete totalmente revestido referido

no subcapítulo 4.3.2.3. Os provetes seleccionados para a amostragem foram aqueles que se

destinam à monitorização da absorção de água ao longo do tempo, durante toda a investigação. Por

este motivo, são também os provetes com maior exigência de rigor na obtenção do valor de massa

inicial, uma vez que será o valor de referência ao longo de toda a análise da evolução da absorção de

água.

Figura 4.7 – Estufa de secagem dos provetes

A averiguação da massa inicial regeu-se pela norma ASTM D 5229 [4.10], referente à análise das

propriedades de absorção de água e equilíbrio condicionado de materiais compósitos de matriz

polimérica. O controlo da secagem dos provetes foi efectuado mediante a diferença entre os valores

relativos das medições de massa em dias consecutivos, considerando-se que se atingiu a massa de

referência quando a desigualdade foi inferior a 0,0001, de acordo com a seguinte expressão,


67

0,0001i i t

b

W W

W

(4.1)

em que:

iW valor da massa medida no dia i;

1iW valor da massa medido no dia anterior i-1;

bW massa de referência.

O controlo de massa foi efectuado num laboratório com temperatura controlada a 23 ± 2 ºC e

humidade relativa de 50 ± 10%. Os provetes, depois de retirados da estufa ficaram 10 minutos

expostos ao ambiente do laboratório, para que pudessem recuperar o equilíbrio com as condições do

meio envolvente, período após o qual se procedeu à pesagem. As condições térmicas e de humidade

do laboratório estão em conformidade com a norma ATSM D 5224, assim como o período de tempo

entre a remoção dos provetes da estufa e a medição, uma vez que a norma permite um intervalo até

30 minutos [4.10].

Atingindo-se a massa de referência, considerou-se que os provetes estavam preparados para serem

colocados nos diversos ambientes de exposição. Os provetes foram retirados da estufa de forma

faseada e efectuadas as respectivas medições de massa, uma vez que ao se retirar a totalidade dos

provetes, não seria possível cumprir com o limite de 30 minutos para se realizar a medição da massa

inicial. Após a aferição da massa de referência, os provetes foram colocados nos ambientes de

exposição a que se destinavam.

4.4 Ambientes de exposição

Os ambientes de exposição definidos no âmbito da investigação foram escolhidos com o intuito de se

avaliar os impactes que os diversos factores podem provocar no desempenho do material,

nomeadamente a água e a temperatura. Na construção, as infra-estruturas estão constantemente

expostas à humidade ou a soluções aquosas, sendo a influência destes agentes considerada por

diversos autores como um ponto primordial no estudo da durabilidade dos GFRP [4.11]. Por outro

lado, a absorção de água e a temperatura são dois factores com elevada influência na degradação de

compósitos poliméricos de GFRP [4.12].

Os diversos ambientes descritos no presente capítulo foram alvo de investigação nas duas fases da

campanha experimental, à excepção do envelhecimento natural. A colocação de provetes da fase 2

em envelhecimento natural não permitiria a obtenção de resultados que representassem a evolução

de desempenho do material ao longo do tempo, durante realização do presente estudo. Além deste

facto, o objectivo do envelhecimento natural foi avaliar a degradação das características do material


68

compósito de GFRP na região de Lisboa e comparar os resultados obtidos com os aferidos nos

ambientes de envelhecimento acelerado, procurando-se correlacionar a velocidade dos fenómenos

de degradação constatados neste ambientes com a velocidade a que os mesmos fenómenos

ocorreram nos provetes em envelhecimento natural.

O quadro 4.6 resume os tipos de provetes analisados para cada ambiente de exposição. Os provetes

em estado húmido correspondem aos analisados em condições de saturação similiares às que

possuíam no final do período de exposição. Os provetes em estado seco correspondem aos

denominados provetes de secagem e o terceiro tipo corresponde aos provetes protegidos.

Quadro 4.6 – Tipo de provete analisado para cada ambiente de exposição

Ambiente de Exposição Temperatura Tipo de provete

Fase 1

Imersão em água desmineralizada 20 ºC, 40 ºC e 60 ºC Estado húmido

Imersão em solução salina 20 ºC, 40 ºC e 60 ºC Estado húmido

Envelhecimento natural - Estado húmido

Fase 2 Imersão em água desmineralizada 20 ºC e 40 ºC Estado seco e protegido

Condensação em contínuo 40 ºC e humidade 100% Estado seco e protegido

4.4.1 Envelhecimento por imersão

O envelhecimento por imersão foi realizado para dois tipos de soluções aquosas, um ambiente no

qual os provetes foram imersos em água desmineralizada e outro onde a imersão ocorreu em solução

salina.

A opção de se analisarem os provetes em solução salina, em paralelo com o estudo efectuado em

água desmineralizada baseou-se em dois motivos. O primeiro prende-se com o facto de vários

estudos referirem que os dois tipos de soluções influenciam de forma diferente a durabilidade do

material GFRP. São exemplo a investigação realizada por Davies et al. [4.13], que constataram

divergências, nomeadamente ao nível da absorção de água, e o estudo elaborado por Silva [4.14],

que constatou que a imersão em água salgada levou a um incremento menor da massa dos provetes,

comparativamente com a imersão em água desmineralizada. O segundo motivo consiste na elevada

resistência química, que define o material GFRP como uma alternativa vantajosa ao aço em

ambientes corrosivos, nomeadamente em zonas de humidade elevada e em infra-estruturas imersas

em água ou localizadas na orla costeira [4.15].

Para cada tipo de ambiente definiram-se três temperaturas distintas, 20, 40 e 60 ºC. A opção dos

20 ºC teve por objectivo a simulação da temperatura anual média em Portugal. Quanto aos restantes

valores, apesar de não representarem temperaturas usuais, podem ser atingidas em situações


69

extremas, nomeadamente em zonas expostas a radiação solar e durante os períodos mais quentes

do ano. No caso das temperaturas de 40 e 60 ºC, o envelhecimento é também mais acelerado, tendo

por base a lei de Arrhenius definida no capítulo 3, visto que a exposição a temperaturas mais

elevadas favorece a difusão da água, acelerando os processos de degradação [4.2].

Enquadrado na fase 1 da investigação, foram realizadas, durante a presente campanha experimental,

colheitas aos 12 meses e aos 18 meses de idade, de provetes expostos aos dois tipos de solução e

às três temperaturas mencionadas (W-20, W-40, W-60, S-20, S-40 e S-60 conforme definido no

subcapítulo 4.2.2). Ficarão por ensaiar em investigações futuras os provetes com um período de

exposição previsto de 24 meses.

Os provetes da fase 2, tanto os protegidos como os de secagem, foram imersos em água

desmineralizada a 20 e 40 ºC (WI-20, WI-40, WD-20 e WD-40). Não foi considerada a temperatura de

60 ºC pelas razões indicadas no capítulo 4.2.2. Durante a presente campanha experimental, foram

realizadas colheitas aos 6 meses de idade, mantendo-se em exposição para investigações futuras os

provetes destinados a 12 meses e 18 meses de envelhecimento.

Os provetes foram acondicionados em caixas de polietileno fechadas, de modo a minimizar as trocas

de calor e, consequentemente, as variações de temperatura. De forma a maximizar o rigor da

exposição do material em estudo à solução, foi extremamente importante garantir o contacto directo

da maior área superficial possível dos provetes. Como tal, os provetes foram acondicionados

segundo uma malha rectangular, onde as únicas zonas que não estavam em contacto directo com a

solução forma as áreas de apoio entre os provetes transversais consecutivos.

As caixas destinadas às temperaturas de 40 e 60 ºC foram colocadas em câmaras de temperatura

controlada. As restantes destinadas à temperatura de 20 ºC foram colocados num laboratório com

temperatura e humidade controladas. O processo de envelhecimento decorreu no NMO/DM/LNEC.

A solução salina foi preparada com o objectivo de simular a concentração de cloreto de sódio (NaCl)

existente na água do mar. De acordo com o preconizado na norma ASTM D 1141 [4.16], foram

dissolvidos 35 g de NaCl por cada litro de água desmineralizada, correspondendo a uma

concentração de 3,5%, valor definido na norma que simula a salinidade da água do mar. Neste caso

em particular, foi muito importante a constante monitorização dos níveis de água e a reposição da

água desmineralizada evaporada, sempre que necessário, de modo a garantir que a concentração de

3,5% de NaCl permanecesse constante ao longo do tempo. A figura 4.8 ilustra a forma de

acondicionamento dos provetes em imersão.


70

Figura 4.8 – Provetes em imersão

4.4.2 Condensação em contínuo a 40 ºC

O contacto directo com a água no seu estado líquido não é a única forma de degradação dos perfis

pultrudidos de GFRP. A presença de água no seu estado gasoso pode ser igualmente um factor

relevante no desempenho do material compósito GFRP, sendo que a humidade é um agente que

está em constante contacto com a generalidade das infra-estruturas, influenciando a durabilidade de

diversos materiais, através, por exemplo, do aceleramento do processo de corrosão.

A condensação em contínuo permite simular ambientes quentes e húmidos. Enquadrado nesta

campanha experimental, foram colocados provetes protegidos e de secagem em condensação em

contínuo a 40 ºC (CCI-40 e CCD-40), expostos de acordo com a parte 1 da norma NP EN ISO 6270,

que define a determinação da resistência à humidade e as condições de exposição a ambientes de

condensação em contínuo [4.17]. Os provetes foram pendurados em ganchos de material plástico,

através de um fio de nylon, mantendo praticamente toda a área superficial em contacto directo com o

meio. O número de provetes teve em conta, para além dos ensaios a efectuar após a exposição, a

realização de três colheitas, a executar aos 6, 12 e 18 meses de idade. No ano inicial da investigação

em curso, foi realizada uma análise de durabilidade de provetes da fase 1, após a exposição dos

mesmos à condensação contínuo à temperatura de 40 ºC. Os resultados obtidos nos ensaios

realizados por Costa [4.2] aos 6 meses de idade serão analisados em conjunto com os resultados

obtidos durante a presente campanha experimental, após o mesmo período de exposição, no

capítulo 5.

O envelhecimento do material à temperatura de 40 ºC e a uma humidade relativa de

aproximadamente 100%, decorreu numa câmara de condensação com termóstato incorporado (figura

4.9), que se encontra no NMO/DM/LNEC.


71

Figura 4.9 – Provetes em condensação em contínuo

4.4.3 Envelhecimento natural

Em paralelo com os ambientes de exposição descritos, considerou-se importante a análise do

desempenho do material em estudo ao longo do tempo, quando exposto às condições climatéricas

reais da região de Lisboa. A exposição de provetes nestas condições permite comparar o

desempenho de provetes em envelhecimento natural com a degradação que se constatou nos

provetes em ambientes de envelhecimento acelerado. Percebendo a que velocidade ocorrem os

fenómenos de degradação em condições naturais de exposição, poderá ser possível prever qual o

tempo necessário de exposição às condições climatéricas reais, para que ocorram os fenómenos de

degradação observados nos diversos ambientes de envelhecimento acelerado. Para além disso, o

envelhecimento natural permite ainda avaliar a durabilidade do material em estudo às condições

climatéricas naturais da região de Lisboa.

Os provetes foram fixados em calhas plásticas, preparadas para o efeito, e colocados em

escaparates com uma inclinação aproximada de 45º em relação ao solo, no terraço do edifício

principal do LNEC (figura 4.10). As condições climáticas foram constantemente monitorizadas,

nomeadamente a temperatura, a radiação ultravioleta e a humidade relativa.

Figura 4.10 – Provetes em envelhecimento natural [4.2]


72

Pelo facto de se tratar de um tipo de envelhecimento natural, não faria sentido efectuar uma colheita

de provetes com apenas alguns meses de exposição. Aliado a este facto, considerou-se que a

análise do desempenho do material seria mais interessante caso as colheitas se realizassem após

ciclos anuais completos, ou seja, após a exposição igualitária às diferentes condições climatéricas,

inerentes às quatro estações do ano. Na presente investigação realizou-se a análise das

características de provetes após 1 ano de exposição. Os restantes provetes ficarão expostos durante

um período mais alargado, com o objectivo de se realizarem colheitas ao fim de 2, 5 e 10 anos de

idade.

4.4.4 Monitorização e metodologia de controlo

A evolução do desempenho do material ao longo do tempo é justificada pelas condições definidas

para cada ambiente de exposição, pelo que a garantia de que essas condições se mantivessem

constantes durante o período de exposição foi de extrema importância.

Foram efectuadas monitorizações constantes aos ambientes de exposição de modo a garantir que as

temperaturas de exposição se mantivessem nos valores estipulados. No caso da condensação em

contínuo e dos provetes imersos em soluções aquosas às temperaturas de 40 e 60 ºC, as câmaras

onde estavam acondicionados possuíam de termóstatos. Relativamente aos provetes imersos à

temperatura de 20 ºC, estes foram mantidos numa sala fechada com temperatura controlada,

vistoriada periodicamente.

Nos ambientes de imersão em soluções aquosas, foi extremamente importante que os níveis da

solução se mantivessem constantes, nomeadamente para que os provetes se mantivessem

totalmente imersos. No caso da solução salina, a importância da manutenção dos níveis da solução

era acrescida, uma vez que a diminuição de água aumentaria a concentração de NaCl. Para tal,

foram assinalados os níveis óptimos de solução em cada recipiente onde se acondicionaram os

provetes, tendo os mesmos sido verificados semanalmente, repondo-se os níveis com água

desmineralizada sempre que a solução se encontrava abaixo do valor óptimo.

Para o ambiente de condensação em contínuo, foi adoptado um sistema semelhante aos ambientes

de imersão, sendo que nesta situação era muito importante que o nível de água desmineralizada se

encontrasse acima de um valor mínimo, por forma a garantir que a humidade relativa se aproximasse

dos 100%.

4.4.5 Procedimento após o período de exposição dos provetes

Terminado o período de exposição aos diversos ambientes, os diferentes tipos de provetes foram

recolhidos e a respectiva massa medida. Os provetes da fase 1 e os provetes protegidos foram

fechados em embalagens de plástico hermeticamente seladas (figura 4.11), com a finalidade de se

manter o nível de saturação até ao momento do ensaio, uma vez que se pretendia realizar a análise

no estado húmido. Os provetes foram mantidos até à altura dos ensaios numa sala com temperatura

controlada de 20 ºC.


73

Figura 4.11 – Provetes da Fase 1 e protegidos, selados antes dos respectivos ensaios

Esta metodologia foi alterada para os provetes de secagem, uma vez que, neste caso, se pretendia

analisar a reversibilidade das características do material após a exposição aos agentes de

degradação, ou seja, até que ponto poderão ser os efeitos provocados estes permanentes ou não.

Depois de retirados os provetes dos diversos ambientes de exposição, foram medidas as respectivas

massas e colocados numa sala à temperatura ambiente. Diariamente foram medidas as massas de

uma amostra de provetes até estas tenderem a estagnar, colocando-se por fim os provetes na estufa

utilizada para a secagem prévia dos provetes, à temperatura de 50 ºC, com o intuito de se obter a

massa de referência antes do início do envelhecimento. As massas dos provetes foram medidas a

cada 24 horas, considerando-se que os provetes estavam no seu estado seco, quando se verificasse

a condição estipulada na norma ASTM D 5229 [4.10] e mencionada no subcapítulo 4.3.2.4.

O período de secagem terminou quando a massa do provete convergiu para um valor constante, mais

precisamente quando as variações de massa eram apenas da ordem do miligrama, altura em que os

provetes se encontravam preparados para a fase de ensaios.

4.5 Caracterização do material

A caracterização do material em estudo foi efectuada a diversos níveis, sendo que no início da

investigação adoptou-se um conjunto de métodos para caracterizar inicialmente o material. Foi

determinada a percentagem de fibra de vidro do material pelo método da calcinação da matriz

orgânica, de acordo com a norma ISO 1172. Os materiais constituintes foram identificados por

espectroscopia do infravermelho por transformada de Fourier, segundo a norma ASTM-E-1252, e

determinou-se a massa volúmica do material, com base na norma ISO 1183 [4.2].

A repetição dos ensaios de caracterização efectuados ao material no início da investigação não foi

efectuada no âmbito desta campanha experimental, uma vez que o material em análise é o mesmo.


74

Contudo, continuou a ser relevante a caracterização do material através de ensaios de análise

mecânica dinâmica, de ensaios de resistência mecânica e da análise da variação de massa.

4.5.1 Variação de massa

A presença de água é um dos factores que influenciam a degradação dos perfis pultrudidos de GFRP

ao longo do tempo. Por este motivo, considerou-se relevante analisar a absorção de água ao longo

do tempo, visto que quanto maior é a capacidade de absorção de água do material, mais relevante

poderão ser os efeitos de degradação.

Para o estudo da variação da massa ao longo do tempo do material GFRP exposto aos diversos

ambientes de envelhecimento acelerado, foram elaborados um conjunto de provetes denominados de

viajantes, cuja massa foi monitorizada ao longo do tempo. Os provetes viajantes possuem as

dimensões semelhantes aos provetes destinados ao ensaio de análise mecânica dinâmica e foram

discriminados em quatro tipos distintos. Um primeiro conjunto de provetes viajantes foi colocado

aquando do início da fase 1, nos diversos ambientes de imersão, tanto em água desmineralizada

como em solução salina. Um segundo conjunto de viajantes foi colocado na fase 2, em simultâneo

com a colocação dos restantes provetes desta fase. Relativamente aos provetes da fase 2, foram

ainda elaborados três tipos de viajantes: um tipo correspondente aos provetes de secagem e cujas

características são semelhantes aos viajantes da fase 1, outro tipo com as faces de corte revestidas,

correspondendo aos provetes protegidos, e um terceiro tipo de viajantes totalmente revestidos com

ligante epóxido, com o objectivo de se avaliar a influência do revestimento de protecção na absorção

de água do material em estudo. No quadro 4.7, definem-se os provetes viajantes por cada ambiente

de exposição, sendo que em cada um foram colocados os provetes viajantes de acordo com os tipos

de provetes em estudo.

Quadro 4.7 – Provetes viajantes

Tipo W-20 W-40 W-60 S-20 S-40 S-60 CC-40

Viajante fase 1 X X X X X X

Viajante secagem X X X X

Viajante protegido X X X X

Viajante totalmente protegido X X X X

As massas dos provetes viajantes foram medidas frequentemente, com uma periodicidade constante,

à excepção das primeiras semanas cujo intervalo de tempo entre medições foi bastante mais curto,

uma vez que a velocidade de absorção é bastante mais elevada no início da exposição. Todos os

restantes provetes destinados a ensaiar foram medidos inicialmente e após o período de exposição,

permitindo um controlo da variação de massas dos provetes e a comparação em relação à evolução

observada nos viajantes. Os provetes viajantes foram distinguidos com a letra “V” antes da

nomenclatura de identificação (figura 4.12).


75

Figura 4.12 – Provete viajante

As medições foram realizadas no NMO/LNEC, num laboratório com humidade relativa e temperatura

controladas. Foi utilizada uma balança analítica Mettler modelo AE240, apresentada na figura 4.13,

com uma precisão de 0,0001 g.

Figura 4.13 – Balança Mettler AE240

A metodologia adoptada para as diversas medições de massa dos provetes consistiu na medição da

temperatura da água com recurso a um termómetro digital com precisão de 0,1 ºC, de modo a aferir a

temperatura efectiva do ambiente de exposição. No caso do ambiente de condensação em contínuo,

a temperatura foi medida por um termómetro incorporado na câmara de condensação.

Posteriormente, retiravam-se os provetes viajantes, removia-se a água superficial que não se difundiu

pelo material GFRP e efectuavam-se as medições de massa. Após efectuadas as medições, os

provetes eram novamente colocados nos diversos ambientes de exposição.

4.5.2 Análise mecânica dinâmica (DMA)

A análise mecânica dinâmica (DMA1) permitiu determinar a temperatura de transição vítrea e avaliar o

comportamento viscoelástico do material compósito GFRP em estudo. O ensaio foi realizado no

NMO/DM/LNEC, com base na norma ISO 6721 [4.18; 4.19].

Aos diversos provetes foram imputados deslocamentos sinusoidais a uma frequência inferior à

frequência de ressonância fundamental. O ensaio de DMA apresenta como condicionantes no estudo

1 Sigla do inglês Dynamic Mechanical Analysis


76

do material, o tempo, a temperatura, a frequência e a amplitude do carregamento sinusoidal,

potenciando a análise em solicitações de flexão, tracção, corte interlaminar ou torção [4.19].

O comportamento viscoelástico do material é assim avaliado pela diferença de fases entre a onda

sinusoidal da força ou deslocamento imposto e a onda sinusoidal obtida por essa imposição. A norma

define um módulo *M , que estabelece a relação entre a tensão e o deslocamento dinâmico de um

material viscoelático, como é o caso de materiais de natureza polimérica. O módulo *M revela-se

como um número complexo, uma vez que resulta de valores sinusoidais [4.18].

O material compósito GFRP em estudo é constituído por fibras maioritariamente unidireccionais. Por

esse motivo, é de maior relevância a análise das propriedades dos provetes quando solicitados à

flexão. A norma define as seguintes expressões para a determinação do módulo *M ,

* ' ''M E iE (4.2)

( 2 )( ) i ft

At e (4.3)

( 2 )( ) i ft

At e (4.4)

onde,

'E é o módulo de armazenamento;

''E é o módulo de perda;

( )t é a tensão dinâmica;

A é a amplitude inicial do ciclo de tensão;

( )t é a deformação dinâmica;

A é a amplitude inicial do ciclo de deformação;

f é a frequência;

é o ângulo de fase.

O módulo de armazenamento ( 'E ) é um indicador do comportamento elástico do material.

Representa a capacidade que o compósito de GFRP possui para armazenar a energia relativa às

deformações elásticas. O módulo de perda ( ''E ) representa a tensão absorvida que não é convertida

em deformação elástica. A tensão absorvida provoca vibrações moleculares e a translação da

posição das cadeias de moléculas, dissipando a energia acumulada durante o carregamento na

forma de calor [4.18].

A diferença entre os ângulos de fase ( ) dos dois tipos de onda permite avaliar o nível de

viscosidade do material, sendo que o valor do ângulo de fase se obtém em radianos (rad). Quando o


77

comportamento de um determinado material se assemelha a um sólido elástico, as ondas sinusoidais

tendem a sobrepor-se, aproximando-se a diferença entre os ângulos de fase de 0 rad. Na situação

oposta, quando o comportamento de determinado material é similar ao de um líquido viscoso, a

diferença aproxima-se de π/2 rad. No caso de materiais viscoelásticos, como por exemplo materiais

poliméricos, a diferença dos ângulos de fase apresenta um valor intermédio, consoante o respectivo

nível de viscosidade [4.18]

A tangente do ângulo de fase permite ainda a análise do factor de perda, o qual é um indicador do

amortecimento de um sistema viscoelástico. O ângulo de fase pode ser obtido através da seguinte

expressão:

'

''

Etan

E (4.5)

A temperatura de transição vítrea (gT ), obtida através do ensaio de DMA, representa o intervalo de

temperatura que separa o comportamento rígido do comportamento elastomérico do material. A

variação do comportamento mecânico pode ser detectada com base na variação das ondas

sinusoidais. Um decréscimo considerável da onda do módulo de armazenamento e o registo de um

pico no módulo de perda e no factor de perda, representa um indicador do intervalo de temperatura a

que ocorre a transição do estado vítreo (rígido) para um comportamento elastomérico.

Para a análise DMA foram utilizados provetes com as dimensões nominais de 60 x 15 x 5 mm,

cumprindo com as relações geométricas descritas na norma ISO 6721-5 [4.19]. Relativamente ao

número de provetes a ensaiar, foram previstos 3 provetes por cada tipo e grupo de exposição

ambiental, em conformidade com o recomendado pela norma ISO 6721-1 [4.18].

O ensaio decorreu no NMO/DM/LNEC, recorrendo-se a equipamento específico para a realização de

ensaios de DMA, da marca TA instruments, modelo Q800 (figura 4.14). O equipamento encontrava-se

ligado a um computador, permitindo o processamento e tratamento dos dados obtidos no decorrer

dos ensaios.

Figura 4.14 – Equipamento utilizado no ensaio de DMA


78

A solicitação à flexão foi realizada através do apoio dos provetes em dois pontos e da aplicação de

carga num terceiro de forma cíclica e sinusoidal. O varrimento da temperatura, realizado em

simultâneo com o ensaio mecânico, foi executado entre 25 e 200 ºC, à velocidade de aquecimento de

2 ºC/min. Durante o ensaio, os provetes foram sujeitos a uma deformação de 15 μm à frequência de 1

Hz.

4.5.3 Ensaios mecânicos

Após o período de envelhecimento dos provetes nos diversos ambientes de exposição, procedeu-se

a um conjunto de ensaios mecânicos com o objectivo de se avaliar as capacidades mecânicas do

material e a evolução de desempenho ao longo do tempo. No âmbito da presente dissertação, foram

realizados os seguintes ensaios:

ensaio de corte interlaminar;

ensaio de flexão;

ensaio de tracção.

O ensaio de compressão não foi considerado na presente investigação, após ensaios de Costa [4.2]

em provetes da fase 1 expostos durante 3 meses. O motivo que levou a considerar o ensaio de

compressão de pouco interesse prático prendeu-se com os elevados valores de desvio padrão

obtidos para a tensão de rotura, deformações e módulos de elasticidade, sugerindo-se a reavaliação

da metodologia do ensaio, com base na respectiva norma, proposta no subcapítulo 4.2.1 [4.2].

4.5.3.1 Ensaio de corte interlaminar

O ensaio de corte interlaminar consiste na aplicação de uma carga concentrada a meio vão do

provete, cujo eixo coincide com a direcção das fibras de reforço. O objectivo é determinar a

resistência ao corte interlaminar, que ocorre por delaminação das camadas. A rotura ocorre por corte

quando o vão é suficientemente reduzido em relação à espessura do provete.

A teoria da elasticidade refere que a distribuição de tensões na altura da secção se desenvolve

mediante uma forma parabólica, que se verifica em secções relativamente afastadas dos apoios.

Neste caso, a distribuição de tensões diverge da forma parabólica, podendo-se considerar que o

ensaio fornece valores para o corte interlaminar “aparente” [4.20].

O ensaio teve por base as normas ASTM D 2344 [4.21] e EN ISO 14130 [4.22], relativas à

determinação da resistência interlaminar em materiais compósitos e à resistência ao corte

interlaminar aparente em materiais compósitos, respectivamente. Ambos definem que a tensão ao

corte interlaminar pode ser calculada através da seguinte equação,


79

3

4

uSBS

FF

b h

(4.6)

onde,

SBSF é a tensão de corte interlaminar (MPa);

uF é carga de rotura ao corte interlaminar (N);

b é a largura do provete (mm);

h é a espessura do provete (mm).

As dimensões dos provetes dependem da respectiva espessura. De acordo com a norma ASTM D

2344 [4.21], o comprimento do provete deverá ser igual a seis vezes a espessura e a largura deverá

ser igual ao dobro da espessura. No caso dos perfis em estudo, os provetes foram preparados com

as dimensões 30 mm x 10 mm x 5 mm.

O primeiro passo do procedimento do ensaio foi medir a espessura e a largura de cada provete.

Foram efectuadas três medições por cada grandeza, uma em cada extremo do provete e outra a

meio vão, com base nas quais se obtiveram valores médios. As medições foram efectuadas com

recurso a uma craveira digital com a precisão de 0,01 mm, da marca Mitutoyo, modelo Absolute

Digimatic, identificada na figura 4.15.

Figura 4.15 – Craveira digital Absolute Digimatic

O ensaio decorreu no Laboratório de Construção do IST (LC/IST). O equipamento utilizado para a

aplicação e medição da carga é da marca Seidner Form Test (figura 4.16), composto por uma prensa

hidráulica com capacidade máxima de 10 kN. Como complemento à medição e aplicação de carga,

foi realizada a medição dos deslocamentos na secção de aplicação do carregamento. Para tal,

recorreu-se a um deflectómetro eléctrico APEK HS 50/5521, com curso de 50 mm e precisão de

0,01 mm.


80

Figura 4.16 – Prensa hidráulica Seidner Form Test

Os valores de carga e deslocamento observados durante o ensaio foram registados em computador,

por intermédio de uma unidade de aquisição de dados de 8 canais da marca HBM, modelo Spider 8

(figura 4.17). As conversões do sinal eléctrico recepcionado pela unidade de aquisição de dados

corresponderam a 9,72 V para 10 kN de carga aplicada e 3,7 mV/V para 51,6 mm de deslocamento.

Os valores da força aplicada e dos deslocamentos a meio vão foram registados com uma frequência

entre 2 e 5 Hz.

A carga foi aplicada a meio vão dos provetes, sendo que estes se encontravam simplesmente

apoiados. Os apoios encontravam-se boleados e espaçados de 20 mm, de acordo com o definido na

norma ASTM D 2344 [4.21], correspondente ao quádruplo do valor da espessura. De acordo com o

indicado na norma EN ISO 14130 [4.22], procurou-se executar o carregamento à velocidade de

0,1 kN/s. A figura 4.18 demonstra o estado final dos provetes após o ensaio de corte interlaminar.

Figura 4.17 – Unidade de aquisição de dados

Spider 8

Figura 4.18 – Estado do provete após ensaio de corte interlaminar


81

4.5.3.2 Ensaio de flexão

Para o ensaio de flexão, procedeu-se de forma muito semelhante ao ensaio de corte interlaminar.

Este ensaio foi realizado no LC/IST, com base na norma ISO 14125 [4.23], a qual descreve a

metodologia a adoptar na determinação das características de compósitos de GFRP, quando

submetidos a esforços de flexão.

Em conformidade com o método “A” da norma ISO 14125 [4.23], recorreu-se a um sistema de flexão

em três pontos. Os provetes foram simplesmente apoiados em dois pontos e carregados através de

outro ponto intermédio pela prensa, até ocorrer rotura por tracção das fibras inferiores. Procurou-se

evitar a rotura por corte interlaminar através de uma relação elevada entre o vão e a espessura da

secção, e que por sua vez permitisse minimizar também a deformabilidade por corte.

A tensão de rotura por flexão (f ) e a deformação devido à flexão provocada no provete (

f ) foram

obtidas com recurso às seguintes equações,

2

3

2f

FL

bh (4.7)

2

6f

sh

l (4.8)

onde,

f é a tensão de rotura à flexão (MPa);

F é a carga aplicada em flexão (kN);

l é a distância entre apoios (mm);

b é a largura do provete (mm);

h é a espessura do provete (mm);

f é a deformação em flexão;

s é o deslocamento em flexão (mm).

O módulo de elasticidade foi calculado com base numa regressão linear aplicada aos valores do

gráfico tensão-deformação, obtido após o ensaio. A norma recomenda a realização daquela

regressão entre os valores de deformação 0,0005 e 0,0025. Contudo, em alguns casos, o troço do

gráfico não era linear, obtendo-se para o intervalo mencionado um valor para o módulo de

elasticidade que não se aproximaria da realidade. Nestes casos, foi necessário ajustar o intervalo e

realizar a regressão num troço aparentemente linear e onde o factor de correlação R2 fosse superior a

0,98.


82

Relativamente à geometria dos provetes a analisar, a norma recomenda um comprimento igual a 30

vezes a espessura, um afastamento entre apoios de 20 vezes a espessura e uma largura de 15 mm,

sendo que o material GFRP em estudo se enquadra na classe III [4.23]. Visto que a espessura dos

perfis é de 5 mm, elaboraram-se provetes com as dimensões nominais de 150 x 15 x 5 mm e os

apoios foram afastados 100 mm ( l ) entre si. Todos os provetes foram medidos antes de ensaiados,

de acordo com a mesma metodologia utilizada no ensaio de corte interlaminar.

O ensaio de flexão foi realizado na mesma prensa utilizada no ensaio de corte interlaminar, da marca

Seidner Form Test. Apenas foram alterados os apoios para que os 100 mm de afastamento entre

estes fossem garantidos. A prensa hidráulica encontrava-se ligada a uma consola que permitiu medir

a força de rotura em flexão aplicada no provete. O deslocamento do provete a meio vão devido à

aplicação de carga foi medido com recurso a um deflectómetro eléctrico APEK HS 50/5521, com

curso de 50 mm e precisão de 0,01 mm. O registo de dados do deslocamento e da força aplicada ao

longo do tempo foi efectuado em computador durante o ensaio, através de uma unidade de aquisição

de dados da HBM, modelo Spider 8.

A carga foi aplicada a uma velocidade constante de aproximadamente 0,1 kN/s, de modo a cumprir

com o estipulado na norma ISO 14125 [4.23]. A figura 4.19 demonstra o estado do provete após a

realização do ensaio de flexão.

Figura 4.19 – Estado do provete após o ensaio de flexão

4.5.3.3 Ensaio de tracção

Este ensaio permitiu avaliar as características do material compósito de GFRP em tracção. O

objectivo foi determinar a tensão de rotura ( tu ), a deformação de rotura ( tu ) e o módulo de

elasticidade em tracção ( tE ).


83

O ensaio foi realizado na sala de ensaios mecânicos do NMO/DM/LNEC, de acordo com a norma ISO

527 – 1 e 5 [4.24; 4.25], que define a metodologia para determinar as propriedades de tracção de

plásticos reforçados com fibras dispostas unidireccionalmente. Os valores para as diversas

características foram obtidos com base nas seguintes expressões,

Tt

F

A (4.9)

t

L

L

(4.10)

2 1

2 1

tE

(4.11)

onde,

t é a tensão à tracção (MPa);

TF é a força aplicada em tracção (kN);

A é a área da secção transversal (mm2);

t é a deformação em tracção;

L é variação de comprimento do provete em relação ao comprimento de referência (mm);

L é o comprimento de referência do provete (mm);

tE é o módulo de elasticidade em tracção (MPa);

1 é a tensão correspondente à extensão 1 = 0,0005;

2 é a tensão correspondente à extensão 2 = 0,0025.

Os provetes utilizados para o ensaio possuíam as dimensões nominais de 300 x 25 x 5 mm. No

entanto, antes de ensaiado, cada provete foi medido com recurso a um comparador electrónico da

marca Mitutoyo, com precisão de 0,001 mm. Foram efectuadas 3 medições por cada grandeza, à

semelhança do efectuado nos outros ensaios mecânicos.

O ensaio de tracção, ao contrário dos outros ensaios mecânicos realizados, exige uma preparação

inicial dos provetes. Foram efectuadas marcações em cada amostra, a 50 mm das extremidades e a

25 mm para cada lado do eixo de simetria. As marcações nas extremidades correspondem à zona

onde actuaram as garras e as marcações a 25 mm do centro do provete correspondem à área onde

se fixou o extensómetro. Foi colocada lixa para metal com granulometria fina P80 a envolver os

cantos até às marcações, aumentando a aderência das garras do equipamento de ensaios, e nas

outras marcações foi colocado adesivo para que se garantisse o mesmo propósito relativamente à

fixação do extensómetro.


84

A prensa utilizada foi uma máquina universal de ensaios mecânicos Instron 4803, com uma célula de

carga de 100 kN e 0,5 de classe de precisão (figura 4.20). Os provetes foram fixados por intermédio

de duas garras em cunha. A medição da extensão foi efectuada com o auxílio de um extensómetro

eléctrico da marca Instron, com uma base de medida de 50 mm. O ensaio foi realizado com controlo

de deslocamentos a uma velocidade de carga de 2 mm/min, aplicada de forma constante até se

atingir a rotura, em conformidade com o recomendado pela norma ISO 527-5 [4.25]. O equipamento

encontrava-se ligado a uma unidade de aquisição de dados, registando-se em computador os valores

de carga, deslocamento e extensão.

Figura 4.20 – Equipamento Instron 4803 utilizado no ensaio à tracção (esquerda) e extensímetro acopolado (direita) [4.2]

4.6 Bibliografia


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[4.7] Página da internet da empresa ALTO Perfis Pultrudidos, Lda: www.Alto.pt, visitada a 18/01/2011.

[4.8] EN 1504-2, “Products and systems for the protection and repair of concrete structures.

Definitions, requirements, quality control and evaluation of conformity. Surface protection systems for

concrete”, European Committee for Standardization, Brussels, 2004.

[4.9] Sika, “Icosit K 101 N”, Ficha dados de segurança, No. Identificação 5.14, Julho 2009.

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Conshohocken, PA, 2004.

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86

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[4.23] ISO 14125, “Fibre-reinforced plastics composites – Determination of flexural properties”,

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[4.24] ISO 527-1, “Plastics – Determination of tensile properties – Part 1: General principles”,

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[4.25] ISO 527-5, “Plastics – Determination of tensile properties – Part 5: Test conditions for

unidirectional fibre-reinforced composites”, International Organization for Standardization, Genève,

1997.


87


5.1 Caracterização inicial do material GFRP

No início da investigação, na qual se insere a presente dissertação, foi realizado um conjunto de

ensaios com o intuito de se caracterizar inicialmente os perfis pultrudidos de GFRP com matriz de

poliéster insaturado em estudo. Os constituintes e as respectivas percentagens são factores com

influência relevante nos resultados obtidos, nos processos de degradação e nas situações de rotura.

Por este motivo, considerou-se importante resumir a caracterização inicial do material efectuada no

início da investigação, uma vez que estes dados poderão suportar parte da análise dos resultados

obtidos durante a campanha experimental.

Os materiais constituintes dos perfis de GFRP em estudo foram identificados por espectroscopia do

infravermelho por transformada de Fourier (FTIR1), de acordo com a norma ASTM-E-1252. A análise

permitiu comprovar que o compósito GFRP é constituído por uma matriz de poliéster insaturado,

fibras de vidro e por “cargas” de carbonato de cálcio [5.1].

O teor de fibras de vidro foi determinado segundo a norma ISO 1172, pelo método da calcinação da

matriz orgânica, com recurso a 3 provetes. O valor médio obtido foi de 68% para um desvio padrão

de 1,8%, ultrapassando ligeiramente o valor indicado pelo fabricante de 65% [5.1].

Os perfis GFRP apresentaram ainda uma massa volúmica média de 1,87 ± 0,11 g/cm3. A

determinação dos valores foi realizada através do método de imersão (método A) descrito na norma

ISO 1183 e aplicável a plásticos rígidos [5.1].

No anexo 1, encontram-se os valores percentuais de fibra de vidro existentes nos provetes ensaiados

e os resultados da determinação da massa volúmica.

5.2 Absorção de água

As curvas de variação de massa relativas às medições realizadas aos provetes denominados de

viajantes durante toda a campanha experimental encontram-se discriminadas no anexo 2. As figuras

5.1 e 5.2 compilam as curvas da variação de massa dos provetes viajantes relativamente às fases 1 e

2 da campanha experimental, respectivamente.

1 Do inglês, Fourier transform infrared spectroscopy

5. RESULTADOS E DISCUSSÃO

88

Figura 5.1 – Curvas de absorção dos provetes viajantes ao longo do tempo de envelhecimento acelerado

Figura 5.2 – Curvas de absorção dos provetes viajantes da fase 2 ao longo do tempo de envelhecimento acelerado

A figura 5.1 ilustra as curvas de variação da absorção de água ao longo de 24 meses de

envelhecimento em imersão. Analisando o período inicial de exposição até às 840 horas, o que

corresponde às primeiras 5 semanas, verifica-se uma maior absorção de água nos provetes imersos

a 60 ºC, chegando os provetes imersos em água desmineralizada àquela temperatura a atingir um

nível de absorção 35% superior aos provetes imersos em água desmineralizada a 40 ºC e 24%

superior aos imersos a 20 ºC, somente após 315 horas de exposição. O mesmo se constata na

imersão em solução salina, registando-se, contudo, diferenciais de aproximadamente 20% quando

-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0 1500 3000 4500 6000 7500 9000 10500 12000 13500 15000 16500 18000

Vari

ação

de

massa (

%)

Tempo (h)

Água desmineralizada a 20 ºC



Solução salina a 20 ºC



0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000

Vari

ação

de

massa (

%)

Tempo (h)

Protegidos a 20 ºC

Totalmente protegidos a 20 ºC

Secagem a 20 ºC

Protegidos a 40 ºC

Totalmente protegidos a 40 ºC

Secagem a 40 ºC

Protegidos condensação em contínuo a 40 ºC

Totalmente protegidos condensação em contínuo a 40 ºC

Secagem condensação em contínuo a 40 ºC


89

comparado o provete viajante imerso a 60 ºC, com os provetes expostos a 40 e 20 ºC. Esta situação

seria de esperar tendo em conta os efeitos higrotérmicos descritos no capítulo 3.

No caso das imersões a 20 e a 40 ºC, a taxa de absorção é relativamente similar durante este

período inicial de 840 horas, não se denotando um impacto relevante da diferença de temperatura

entre os viajantes imersos em água desmineralizada, assim como entre os colocados em solução

salina. Neste caso, os efeitos higrotérmicos começam a ser mais evidentes após um período mais

alargado, nomeadamente após 9.000 horas de exposição. A seguir a este período, o provete imerso

em solução salina a 20 ºC mantém a tendência crescente da respectiva massa, enquanto que, o

provete imerso no mesmo ambiente a 40 ºC alcança o seu nível de estagnação. Seria contudo

expectável que, à semelhança do que ocorre na solução salina, a variação de massa do viajante em

água desmineralizada a 40 ºC fosse superior ao provete viajante exposto à mesma solução a 20 ºC.

Analisando a variação de massa dos dois provetes viajantes imersos em água desmineralizada a 20

e a 40 ºC respectivamente, constata-se que, sensivelmente após 9.000 horas de exposição, o provete

exposto à temperatura de 20 ºC mantém a sua tendência crescente, atingindo um patamar de

estagnação por volta de 11.000 horas. Quanto ao provete imerso a 40 ºC, este já apresentava um

patamar de estagnação da massa por volta das 7.000 horas, iniciando posteriormente uma tendência

decrescente da taxa de absorção até às 9.000 horas. Isto pode dever-se sobretudo à ocorrência de

processos de hidrólise e à consequente degradação da matriz. Teoricamente, a variação de massa

deveria ser superior no provete imerso a 40 ºC, mas os dados demonstram que tal não acontece,

possivelmente devido à deterioração da resina de poliéster. O mesmo fenómeno de redução de

massa acaba por se verifica também no viajante imerso em solução salina a 40 ºC, após 15.000

horas de exposição. Uma forma de reavaliar esta situação foi através dos provetes viajantes de

secagem colocados na fase 2 da investigação. Na figura 5.2, verifica-se que a taxa de absorção dos

provetes imersos a 40 ºC foi superior aos provetes imersos a 20 ºC, conforme seria previsto. O

provete viajante de secagem imerso a 40 ºC demonstra já, perto de 7.500 horas de exposição, uma

tendência de redução de massa.

Os provetes viajantes imersos em água desmineralizada e em solução salina a 60 ºC invertem a

tendência crescente de massa aproximadamente após 1.200 horas de exposição, iniciando um

decréscimo sucessivo da massa durante o período posterior. Costa [5.1], que analisou a exposição

dos viajantes até a 7.800 horas, atribuiu como uma possibilidade deste facto, a potencial ocorrência

de fenómenos de pós-cura. A diminuição da capacidade de absorção poderia surgir devido ao

aumento da densidade de reticulação originada pelo processo de pós-cura, reduzindo os espaços

vazios na matriz e, por sua vez, o volume disponível que poderá ser ocupado pelas moléculas de

água. Ao se analisar a evolução da variação de massa até a 17.500 horas, constata-se que a massa

dos viajantes imersos nas duas soluções reduz a valores inferiores à massa inicial. Não invalidando a

hipótese de fenómenos de pós-cura, é necessário que ocorra também degradação do material.

Diversos autores verificaram que, a 60 ºC, a capacidade de absorção aumenta quando comparada

com temperaturas inferiores, à semelhança do que se verifica na figura 5.1, durante uma fase inicial.


90

Contudo, Robert et al. [5.2] constataram, durante 120 dias de imersão em água desmineralizada, que

o aumento da absorção a 60 ºC é acompanhado por uma perda de massa da matriz do compósito,

nomeadamente devido a reacções de hidrólise. Apesar de 60 ºC ser um valor inferior à Tg da matriz,

os autores verificaram que os provetes imersos em água iniciavam a transição para um

comportamento visco-elástico, após algum tempo de exposição, acompanhado de uma diminuição da

densidade devido à expansão da resina. Este facto aumenta a porosidade do material e facilita a

propagação da água até à interface matriz-fibras, originando fenómenos de hidrólise e lixiviação,

favorecendo assim a possibilidade de ocorrerem delaminações nesta região. Será potencialmente o

facto de se perder massa da matriz dos provetes, o principal impulsionador do decréscimo da

variação de massa após 1.200 horas e o motivo que justifica os valores de massa inferiores à

medição inicial, que se verificaram após 13.000 horas de imersão em água desmineralizada e 16.000

horas em solução salina. Gu [5.3] observou a mesma evolução da variação de massa de provetes de

GFRP com matriz de poliéster insaturado imersos em solução salina. Os provetes aumentaram

inicialmente de massa devido à absorção de água, mas numa fase avançada da exposição

começaram a reduzir a respectiva massa devido à dissolução da matriz, conclusão comprovada por

Gu [5.3] através do recurso ao microscópio electrónico.

O pressuposto referido por Costa [5.1] poderá, em todo o caso, influir na redução do aumento de

massa. Hunston et al. [5.4] verificaram que um nível de cura mais avançado da matriz retarda a

degradação do material GFRP quando exposto à água. Contudo, neste caso, o motivo mencionado

por Costa [5.1] aliado à possível saturação do material não são factores suficientes para que se

verifique a redução de massa para valores inferiores à massa inicial nos provetes expostos a 60 ºC,

sendo que para que isso ocorra é também necessário que haja dissociação da matriz.

Os provetes viajantes imersos em água desmineralizada apresentam uma taxa de absorção superior

aos viajantes imersos em solução salina, nomeadamente na fase inicial da exposição. Em água

desmineralizada a velocidade de absorção é bastante mais acentuada durante o início da exposição,

tendendo a estabilizar ao longo do tempo. No caso da solução salina, a absorção de água realiza-se

de forma mais gradual, sendo notórias as diferenças de variação de massa entre os dois ambientes.

A menor velocidade de absorção pode justificar o facto do provete viajante imerso a 60 ºC em solução

salina apresentar, após 9.000 horas de exposição, um valor de variação de massa superior ao

provete imerso a 60 ºC em água desmineralizada, e cuja diferença tende ligeiramente a aumentar ao

longo do tempo. No caso do provete colocado em água desmineralizada, uma vez que a difusão de

água acontece com maior facilidade, a degradação do provete e a consequente redução de massa

poderá ocorrer de forma mais prematura, tendo por base os processos de degradação da matriz

constatados por Robert et al. [5.2] a temperaturas de 60 e 80 ºC, nomeadamente a aceleração das

reacções de hidrólise e a redução da Tg da matriz. Por outro lado, a presença de NaCl (cloreto de

sódio) na solução salina poderá dificultar a difusão da água ao ocupar os poros existentes na matriz

e, assim, retardar os fenómenos de degradação originados pela presença de água [5.5]. Chin et al.

[5.6] obtiveram resultados consistentes com os apresentados aqui, ao analisarem a variação de


91

massa ao longo do tempo de provetes com matriz de poliéster insaturado, imersos em água

desmineralizada e em solução salina a 22 e a 60 ºC. Verificaram ainda o mesmo fenómeno de

redução de massa nos provetes imersos a 60 ºC, cuja taxa de variação começou a decrescer após

uma subida inicial. Chin et al. [5.6] atribuíram também esta situação a processos de hidrólise e à

consequente dissociação da resina de poliéster. Liao et al. [5.7] obtiveram resultados semelhantes

para provetes de GFRP imersos em água desmineralizada e em duas soluções salinas com teores de

NaCl de 5% e 10%. Verificaram que, ao aumentar a concentração de NaCl, a absorção ao longo do

tempo diminuía devido ao NaCl que ocupava os poros e dificultava a difusão da água. No caso de

provetes expostos a 75 ºC constataram que, após um período inicial de aumento de massa, esta

começou a diminuir. Liao et al. [5.7] atribuíram a este fenómeno as mesmas razões mencionadas por

Robert et al. [5.2] e Chin et al. [5.6].

A figura 5.2 ilustra as primeiras 9.000 horas de exposição dos provetes de fase 2. Analisando com

maior detalhe as diferenças da variação de massa verificadas entre os provetes de secagem e os

viajantes da fase 1 expostos aos mesmos ambientes, verifica-se que os valores de absorção são

relativamente superiores nos primeiros. No entanto, a relação das evoluções da taxa de variação de

massa entre os provetes de fase 2 é consistente com a influência teórica dos efeitos higrotérmicos e

os resultados obtidos por outros autores. Teoricamente, era expectável que, durante a fase 2 da

campanha experimental, os provetes viajantes de secagem apresentassem uma taxa de absorção

superior aos protegidos e estes o mesmo em comparação com os totalmente protegidos.

A análise de um conjunto de provetes cujas faces cortadas durante a respectiva preparação foram

revestidas teve por objectivo validar a suposta diminuição da resistência à difusão da água, originada

inevitavelmente pelo método de preparação dos provetes. Contudo, o revestimento aplicado nas

faces de corte poderia incrementar demasiado a resistência, surgindo neste caso a necessidade de

se revestir totalmente um provete por cada ambiente de teste, com o objectivo de se averiguar o grau

de influência do ligante epóxido na absorção de água do material em estudo. Observando a

figura 5.2, constata-se que os provetes protegidos apresentam valores de absorção inferiores quando

comparados com os viajantes de secagem, sendo interessante verificar que, apesar dos valores

absolutos serem diferentes, a evolução das curvas é similar. No caso dos provetes viajantes

totalmente protegidos, as taxas de absorção foram ligeiramente inferiores para o caso da imersão a

40 ºC, e bastante inferiores na imersão a 20 ºC, quando comparadas com as dos provetes protegidos

e de secagem. Os valores verificados no viajante totalmente protegido a 20 ºC permitem concluir que

o revestimento epóxido possibilita a difusão da água pelo compósito de GFRP, concedendo, contudo,

uma resistência à difusão ligeiramente superior aos viajantes apenas com as faces de corte

protegidas ou sem revestimento de protecção.

Quando comparada a variação de massa do provete viajante totalmente protegido imerso em água

desmineralizada a 20 ºC com o viajante colocado no mesmo ambiente na fase 1, a diferença (em

valor absoluto) é cerca de 0,5% superior neste último. Contudo, na imersão a 40 ºC, o provete


92

totalmente protegido apresenta uma variação de massa superior ao viajante da fase 1. Neste caso, o

ligante epóxido poderá conferir uma resistência menor à difusão da água, assemelhando-se à que se

verifica nas faces de corte dos viajantes sem revestimento de protecção. A perda de resistência à

difusão da água do ligante epóxido pode dever-se ao aumento do respectivo comportamento visco-

elástico, uma vez que a temperatura de resistência térmica em imersão garantida pelo fabricante do

revestimento de protecção é de 40 ºC [5.8]. No entanto, a absorção de água verificada no viajante da

fase 1 imerso a 40 ºC também poderá ser demasiado conservadora, uma vez a mesma situação já

não se verifica quando se compara o valor de variação de massa do provete totalmente protegido

com o provete de secagem imerso no mesmo ambiente, sendo superior neste último. Em todo o caso,

considera-se importante aprofundar a investigação com o intuito de se poder concluir se os resultados

obtidos para os provetes protegidos se aproximam de uma perspectiva mais realista, ou pelo

contrário, se representam valores ligeiramente optimistas. Nishizaki et al. [5.9] verificaram que a

protecção conferida superficialmente pelo material GFRP aumenta a sua durabilidade ao longo do

tempo.

No caso dos provetes em condensação em contínuo a 40 ºC, as diferenças entre as taxas de

variação de massa apresentaram relações semelhantes às verificadas nos ambientes de imersão. O

ligeiro decréscimo da taxa absorção prévio à estabilização da massa, que ocorreu cerca de 4.000

horas de exposição foi igualmente constado por Costa [5.1]. No entanto, esta situação não se replica

no provete totalmente protegido, que continua a aumentar a taxa de absorção, estabilizando num

valor superior ao provete de secagem. O contínuo desenvolvimento da investigação no qual se insere

a presente campanha experimental poderá promover dados evolutivos de variação de massa que

permitam compreender este fenómeno, sendo esta uma questão importante a averiguar no futuro.

De acordo com o verificado por Costa [5.1], o provete viajante de secagem em condensação em

contínuo a 40 ºC apresenta uma variação de massa inicial superior à observada nos provetes de

secagem em imersão, atingindo em cerca de 2 semanas (às 312 horas) 71,5 % da saturação, o

equivalente a 1% de variação de massa tendo em conta que a taxa de absorção estabilizou em 1,4

%. Helbling et al. [5.5] averiguaram que a difusão da humidade é muito superior à em água no estado

líquido, podendo o material GFRP atingir 75% de saturação após 1 semana de exposição.

5.3 Análise mecânica dinâmica (DMA)

Durante os ensaios de DMA, a temperatura de transição vítrea foi avaliada tendo por base o registo

contínuo de três variáveis: o módulo de armazenamento em flexão (E’), o módulo de perda em flexão

(E’’) e a tangente do ângulo de fase (tan δ). A análise da evolução da temperatura de transição vítrea

(Tg) considerou, entre os dados registados, os resultados mais conservativos, os quais se obtêm

através da curva de variação do módulo de armazenamento (E’), pelo ponto inicial do decréscimo

acentuado que se observa para este valor com o aumento da temperatura. O estudo com base no E’

também tem um carácter relevante ao nível da aplicação estrutural, visto que a diminuição desta


93

grandeza reflecte, em termos práticos, uma redução significativa do desempenho mecânico do

material.

Os valores da Tg obtidos através da E’, da E’’ e da tan δ são apresentados em detalhe no anexo 3. Na

figura 5.3 ilustram-se os valores médios da Tg determinados através do E’ e as respectivas barras de

erro que correspondem ao desvio-padrão associado.

Figura 5.3 – Evolução da Tg dos provetes da fase 1 envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em solução salina

Os provetes imersos a 20 ºC foram os que apresentaram o maior decréscimo da Tg aos 3 meses. No

entanto, a evolução durante os meses posteriores foi pouco acentuada. Em contrapartida, os

provetes imersos a 40 ºC, nomeadamente em água desmineralizada sofreram um decréscimo mais

acentuado até aos 9 meses de exposição, sendo inclusivamente no ambiente de imersão em água

desmineralizada a 40 ºC que se observou o valor da Tg mais baixo até à data. Aos 12 e 18 meses de

exposição, denota-se uma recuperação dos valores da Tg, sendo que, nos ambientes a 20 ºC, esta

constatação se observa a partir dos 9 meses.

O aumento da Tg após 12 meses foi mais expressivo nos provetes imersos a 60 ºC e particularmente

para os provetes expostos em água desmineralizada durante 18 meses. No entanto, o valor médio da

Tg observado para os provetes imersos em água desmineralizada durante 18 meses apresenta um

desvio-padrão associado considerável. Um dos provetes ensaiados apresentou um valor de 59 ºC

acima da média obtida para os restantes da amostra analisada. Caso não se considere o valor deste

provete, devido à sua disparidade, a Tg média seria de 118,4 ºC com um desvio-padrão de 10,7 ºC,

resultado ainda consideravelmente superior à Tg média dos provetes não envelhecidos, mas inferior à

determinada para os provetes imersos em solução salina a 60 ºC e durante 18 meses.

Os provetes imersos em solução salina apresentaram variações de Tg similares aos imersos em água

desmineralizada ao longo do tempo e em relação a ambientes com temperaturas equivalentes, sendo

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

20 ºC Água desmineralizada40 ºC Água desmineralizada60 ºC Água desmineralizada20 ºC Solução salina40 ºC Solução salina60 ºC Solução salina

Tg

(E

') [

ºC]

Não envelhecido

3 meses

6 meses

9 meses

12 meses

18 meses


94

que na exposição a solução salina a variação foi menos acentuada. Considerando o valor médio de

118,4 ºC para a imersão em água desmineralizada a 60 ºC durante 18 meses, somente o aumento da

Tg dos 12 para os 18 meses de exposição a 40 ºC em água desmineralizada é que não foi

acompanhado pela evolução observada em solução salina à mesma temperatura.

Um dos principais agentes responsáveis pelo decréscimo da Tg nos perfis de GFRP é a humidade.

Seria portanto previsível que níveis de absorção mais elevados fossem acompanhados por uma

redução da Tg mais acentuada. De facto, esta suposição é aplicável se comparada a evolução da Tg

até aos 9 meses de exposição em água desmineralizada em relação à imersão em solução salina e a

respectiva recuperação durante os 12 e 18 meses de exposição, obtendo-se valores superiores em

solução salina. Por outro lado, observando a redução superior da Tg em água desmineralizada a

20 ºC quando comparada com o ambiente a 40 ºC, a variação superior à temperatura de 20 ºC é

igualmente consistente com a variação mais elevada da taxa de absorção.

Com o aumento da temperatura, verifica-se uma menor variação da Tg até aos 9 meses e uma

recuperação mais acentuada após este período. Tal efeito poderá ser explicado por potenciais

fenómenos de pós-cura, decorrentes da acção da temperatura e mais evidentes para valores mais

elevados. Este motivo foi igualmente evidenciado por Costa [5.1] durante a análise dos primeiros 9

meses de exposição. As alterações significativas após os 9 meses de envelhecimento,

nomeadamente nos ambientes a 60 ºC, indicam ainda a possível coexistência de zonas do material

compósito GFRP com diferentes graus de plasticização. Relativamente à diminuição da Tg constatada

durante os primeiros meses, o efeito indicia a ocorrência de plasticização aliada a processos de

hidrólise. Estes processos são mais evidentes para velocidades de difusão de água superiores, o que

acaba por ser parcialmente corroborado pelos resultados da Tg obtidos durante os primeiros meses

em comparação com a taxa de evolução da absorção de água associada aos respectivos ambientes.

De forma análoga ao ilustrado para o provetes da fase 1, apresentam-se na figura 5.4 os resultados

médios e os respectivos desvios-padrão referentes aos provetes da fase 2.

Figura 5.4 – Evolução da Tg dos provetes da fase 2 envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em condensação em contínuo durante 6 meses

0

20

40

60

80

100

120

140

20 ºC Água desmineralizada 40 ºC Água desmineralizada 40 ºC Condensação em contínuo

Tg

(E

') [

ºC]

Não envelhecido

Provetes 1ªfase

Provetes protegidos

Provetes secagem


95

Os provetes protegidos apresentaram dois desníveis na curva experimental E’, sendo geralmente

constatável a existência de dois declives distintos. Este fenómeno é uma consequência da existência

de dois materiais, o compósito de GFRP em estudo e o ligante epóxido utilizado como revestimento

de protecção superficial das faces laterais. Os dois desníveis da curva E’ resultam do comportamento

viscoelástico desigual dos dois materiais. O ligante de protecção inicia a transição para um estado

elastomérico a uma temperatura inferior ao material GFRP, contribuindo para uma variação da Tg

mais célere. Aliado a este facto, o revestimento nem sempre apresenta uma espessura uniforme,

podendo contribuir para uma variação superior dos resultados. Na figura 5.4, é possível observar que

os desvios-padrão dos provetes protegidos são superiores aos restantes, à excepção da amostra

imersa em água desmineralizada a 20 ºC, estando a margem de erro possivelmente associada às

duas situações mencionadas. No caso dos provetes protegidos imersos a 20 ºC, apenas foram

considerados os resultados de dois dos três provetes da amostra, uma vez que a curva da Tg do

terceiro provete apresentou uma evolução tão díspar que não foi possível identificar a temperatura

onde se inicia habitualmente o declive da curva E’, valor que indica o princípio da transição do

comportamento rígido para o estado elastomérico. Na figura 5.5, apresentam-se curvas de variação

da transição vítrea genéricas relativas a um provete de secagem e a um provete da fase 1, ambos

envelhecidos por imersão em água desmineralizada a 40 ºC durante 6 meses. No anexo 3,

apresentam-se as curvas relativas ao E’, ao E’’ e à tan δ do provete não considerado.

Figura 5.5 – Curvas relativas ao E’, ao E’’ e à tan δ de um provete protegido (esquerda) e de um provete

da fase 1 (direita) imersos em água desmineralizada a 40 ºC durante 6 meses

Os provetes protegidos apresentaram valores bastante semelhantes aos dos provetes da fase 1, à

excepção do ambiente de imersão a 20 ºC, cujos valores divergiram substancialmente. Isto poderá

ser consequência de motivos referidos anteriormente ou de uma resistência mais elevada à

degradação, conferida pelo revestimento de protecção. No entanto, resultando a diferença de valores

desta última hipótese, seria expectável que o mesmo se observasse nos restantes ambientes, sendo

importante validar esta suposição em investigações futuras.

No caso dos provetes de secagem, destacam-se os valores bastante superiores da Tg em relação aos

provetes da fase 1. A Tg dos provetes de secagem foi inclusivamente substancialmente mais elevada

Mó

du

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Mó

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Mó

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a (

MP

a)

Ta

n δ

Ta

n δ

Temperatura (ºC) Temperatura (ºC)


96

em imersão a 40 ºC e em condensação em contínuo a 40 ºC, quando comparada com o valor obtido

para provetes não envelhecidos, registando-se aumentos de 10,6% (11,7 ºC) e 9,7% (10,8 ºC)

respectivamente. No caso da imersão a 20 ºC, os provetes de secagem apresentaram uma redução

de apenas 2,7 ºC da Tg em relação aos provetes não envelhecidos.

Os valores observados da Tg para os provetes de secagem resultam do processo de reversibilidade,

através do qual se verificou a recuperação parcial das propriedades do material em estudo e a

aceleração de fenómenos de pós-cura.

O ambiente de condensação em contínuo a 40 ºC foi o que fomentou a maior diminuição da Tg dos

provetes da fase 1 e protegidos, o que seria expectável tendo em conta que neste ambiente se

observou também a evolução mais acentuada da taxa de absorção de humidade.

No caso do envelhecimento natural do material GFRP em estudo, apresentam-se na figura 5.6 os

resultados relativos aos provetes expostos às condições climatéricas da região de Lisboa durante 12

meses.

Figura 5.6 – Evolução da Tg dos provetes em envelhecimento natural

Após 12 meses de envelhecimento natural, a amostra analisada apresentou uma redução média da

Tg de 9% (9,9 ºC). A evolução da Tg foi similar à verificada aos 3 meses para os provetes da fase 1

em todos os ambientes de imersão em solução salina e em imersão em água desmineralizada a 60

ºC e a 40 ºC, observando-se um valor ligeiramente superior neste último caso. Relativamente aos

provetes protegidos expostos durante 6 meses, constatou-se uma variação similar apenas na imersão

em água desmineralizada a 20 ºC, sendo a redução superior nos restantes ambientes.

0

20

40

60

80

100

120

140

Não envelhecidos Envelhecimento natural

Tg

(E

') [

ºC]


97

5.4 Resultados dos ensaios mecânicos

No presente subcapítulo, apresentam-se os resultados obtidos nos ensaios mecânicos realizados aos

provetes de GFRP com matriz de poliéster insaturado não envelhecidos, envelhecidos naturalmente e

expostos aos ambientes de envelhecimento acelerado.

Nas figuras 5.7 a 5.26, encontram-se os valores médios e os respectivos desvios-padrão obtidos para

cada conjunto de provetes ensaiados e relativos aos vários ambientes e períodos de exposição,

definidos para a campanha experimental. Foi realizada uma primeira comparação da variação de

valores ao longo do tempo e para cada ambiente de exposição, relativamente aos provetes da fase 1

da investigação. Os valores obtidos para os provetes protegidos e de secagem aos 6 meses foram

também comparados entre eles e com os valores observados nos provetes da fase 1, expostos

durante 6 meses às mesmas condições. Os resultados dos ensaios mecânicos a provetes

envelhecidos naturalmente durante 12 meses foram comparados com os ensaios realizados a

provetes não envelhecidos.

5.4.1 Ensaio de corte interlaminar

As figuras 5.7 a 5.9 apresentam os resultados médios e respectivos desvios-padrão obtidos durante

os ensaios realizados ao corte interlaminar, No anexo 4, estão disponíveis os resultados detalhados,

obtidos para cada provete testado.

Figura 5.7 – Evolução da tensão de rotura ao corte interlaminar nos provetes da fase 1 envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em solução salina

0

5

10

15

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25

30

35

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45


Ten

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de

ro

tura

(M

Pa)

Não envelhecido

3 meses

6 meses

9 meses

12 meses

18 meses


98

Figura 5.8 – Variações da tensão de rotura ao corte interlaminar nos provetes da fase 1 e fase 2 envelhecidos durante 6 meses

Figura 5.9 – Tensão de rotura ao corte interlaminar de provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

5.4.2 Ensaio de flexão

Nos ensaios à flexão realizados aos provetes de GFRP com matriz de poliéster insaturado, foram

analisadas as variações relativas à tensão, à deformação na rotura e ao módulo de elasticidade. Nas

figuras 5.10, 5.13 e 5.16, apresentam-se os resultados respeitantes à tensão de rotura, nas figuras

5.12, 5.15 e 5.18, os valores de deformação na rotura e, nas figuras 5.11, 5.14 e 5.17, o módulo de

elasticidade averiguado durante os ensaios à flexão. Os valores individuais de cada provete

encontram discriminados no anexo 5.

0

5

10

15

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Ten

são

de

ro

tura

(M

Pa)

Não envelhecido

Provetes 1ªfase

Provetes protegidos

Provetes secagem

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25

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45


Ten

são

de

ro

tura

(M

Pa)


99

Figura 5.10 – Evolução da tensão de rotura em flexão nos provetes da fase 1 envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em solução salina

Figura 5.11 – Evolução da deformação de rotura em flexão nos provetes da fase 1 envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em solução salina

Figura 5.12 – Evolução do módulo de elasticidade em flexão nos provetes da fase 1 envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em solução salina

0

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100

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200

250

300

350

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450

500

550

600


Te

ns

ão

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ro

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(M

Pa

) Não envelhecido

Não envelhecido: 2º grupo

3 meses

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12 meses

18 meses

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0,01

0,01

0,02

0,02

0,03

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0,04

0,04

0,05


Defo

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%)

Não envelhecido


3 meses

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lasti

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GP

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Não envelhecido


3 meses

6 meses

9 meses

12 meses

18 meses


100

Figura 5.13 – Variações da tensão de rotura em flexão nos provetes da fase 1 e fase 2 envelhecidos durante 6 meses

Figura 5.14 – Variações da deformação na rotura em flexão nos provetes da fase 1 e fase 2 envelhecidos durante 6 meses

Figura 5.15 – Variações do módulo de elasticidade em flexão nos provetes da fase 1 e fase 2 envelhecidos durante 6 meses

0

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100

150

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450

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Ten

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ro

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(M

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Não envelhecido

Não envelhecid: 2º grupo

Provetes 1ªfase

Provetes protegidos

Provetes secagem

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0,01

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0,03

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0,04

0,04

0,05


Defo

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na

ro

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(%

)

Não envelhecido


Provetes 1ª fase

Provetes protegidos

Provetes secagem

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cid

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GP

a)

Não envelhecido


Provetes 1ª fase

Provetes protegidos

Provetes secagem


101

Figura 5.16 – Variações da tensão de rotura em flexão nos provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

Figura 5.17 – Variações da deformação na rotura em flexão nos provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

Figura 5.18 – Variações do módulo de elasticidade em flexão nos provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

5.4.3 Ensaio de tracção

As figuras 5.19 a 5.27 ilustram as variações das propriedades em tracção do material GFRP em

estudo, segundo a mesma metodologia de apresentação adoptado para os resultados obtidos nos

ensaios à flexão. No anexo 6, disponibilizam-se os valores obtidos para cada provete.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

Não envelhecidos / Não envelhecidos: 2º grupo Envelhecimento natural

Ten

são

de

ro

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(M

Pa)

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0,01

0,01

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(GP

a)


102

Figura 5.19 – Evolução da tensão de rotura em tracção nos provetes da fase 1 envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em solução salina

Figura 5.20 – Evolução da deformação de rotura em tracção nos provetes da fase 1 envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em solução salina

Figura 5.21 – Evolução do módulo de elasticidade em tracção nos provetes da fase 1 envelhecidos por imersão em água desmineralizada e em solução salina

0

50

100

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Ten

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Defo

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(%

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Não envelhecido

3 meses

6 meses

9 meses

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Mó

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lo d

e e

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cid

ad

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GP

a)

Não envelhecido

3 meses

6 meses

9 meses

12 meses

18 meses


103

Figura 5.22 – Variações da tensão de rotura em tracção nos provetes da fase 1 e fase 2 envelhecidos durante 6 meses

Figura 5.23 – Variações da deformação na rotura em tracção nos provetes da fase 1 e fase 2 envelhecidos durante 6 meses

Figura 5.24 – Variações do módulo de elasticidade em tracção nos provetes da fase 1 e fase 2 envelhecidos durante 6 meses

0

50

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300

350

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Ten

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ro

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(M

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Provetes protegidos

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1,40


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(%

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Provetes 1ª fase

Provetes protegidos

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Mó

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lasti

cid

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e (

GP

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Não envelhecido

Provetes 1ª fase

Provetes protegidos


104

Figura 5.25 – Variações da tensão de rotura em tracção nos provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

Figura 5.26 – Variações da deformação na rotura em tracção nos provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

Figura 5.27 – Variações do módulo de elasticidade em tracção nos provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450


Ten

são

de

ro

tura

(M

Pa)

0,00

0,20

0,40

0,60

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1,00

1,20

1,40


Defo

rmação

na

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(%

)

0

5

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15

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25

30

35

40

45


Mó

du

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las

tic

ida

de

(G

Pa

)


105

5.5 Discussão dos resultados dos ensaios mecânicos

5.5.1 Envelhecimento dos provetes da fase 1

O quadro 5.1 apresenta os valores relativos à tensão de rotura ao corte interlaminar, à flexão e à

tracção dos provetes da fase 1.

Quadro 5.1 – Valores das tensões de rotura ao corte interlaminar, à flexão e à tracção dos provetes da fase 1

Ambiente de exposição

Tempo FSBS σfu σtu

(meses) (MPa) (MPa) (MPa)

Não envelhecido - 38,48 ± 2,69 417,17/472,20 ± 65,04/76,37 406,00 ± 30,94

Imersão em água desmineralizada a

20 ºC

3 30,86 ± 2,66 431,69 ± 36,94 347,40 ± 40,41

6 32,84 ± 1,10 408,78 ± 18,11 362,80 ± 33,57

9 30,03 ± 2,68 418,08 ± 29,80 331,60 ± 45,82

12 31,09 ± 2,13 406,59 ± 28,70 352,60 ± 31,96

18 33,62 ± 1,36 415,62 ± 53,45 371,00 ± 46,61


40 ºC

3 32,27 ± 1,82 426,50 ± 22,21 365,40 ± 16,27

6 28,16 ± 2,09 397,27 ± 27,36 326,80 ± 28,75

9 23,80 ± 2,53 363,26 ± 35,36 313,40 ± 48,65

12 26,14 ± 0,84 374,75 ± 61,12 367,80 ± 26,40

18 27,56 ± 3,21 357,05 ± 64,24 339,20 ± 46,72


60 ºC

3 23,02 ± 1,76 372,65 ± 26,31 323,80 ± 30,11

6 20,51 ± 1,75 287,83 ± 32,80 268,40 ± 36,57

9 20,15 ± 1,35 296,89 ± 20,05 255,00 ± 56,68

12 20,96 ± 1,16 274,24 ± 53,08 261,20 ± 33,42

18 22,25 ± 0,84 299,56 ± 6,28 242,00 ± 25,04

Imersão em solução salina a

20 ºC

3 31,46 ± 4,08 430,61 ± 37,21 374,00 ± 45,28

6 30,39 ± 2,13 447,16 ± 46,61 352,60 ± 60,23

9 31,61 ± 1,80 424,81 ± 20,21 340,40 ± 47,31

12 33,37 ± 5,79 375,33 ± 41,47 347,40 ± 44,67

18 32,02 ± 0,75 410,06 ± 93,51 362,60 ± 45,63


40 ºC

3 31,96 ± 2,89 409,41 ± 25,07 419,20 ± 31,26

6 30,51 ± 2,84 407,53 ± 88,20 333,80 ± 51,34

9 25,94 ± 1,74 435,50 ± 35,92 338,20 ± 33,73

12 27,78 ± 1,49 377,17 ± 35,05 348,40 ± 29,67

18 25,80 ± 3,85 397,44 ± 15,10 328,00 ± 48,22


60 ºC

3 24,27 ± 3,18 396,92 ± 47,20 371,40 ± 31,19

6 21,20 ± 1,49 372,17 ± 38,47 325,20 ± 30,88

9 21,38 ± 1,63 357,17 ± 39,59 275,60 ± 57,31

12 22,85 ± 0,97 337,93 ± 24,06 309,60 ± 22,41

18 22,08 ± 1,13 363,42 ± 19,51 310,00 ± 36,98


106

Independentemente dos acréscimos ou decréscimos que se possam verificar nas tensões de rotura

observadas nos diversos ensaios mecânicos, a temperatura continua a ter uma influência crucial na

capacidade resistente do material GFRP em estudo. Após 18 meses de exposição, os provetes da

fase 1 em imersão a 60 ºC continuaram a ser os que apresentam as maiores reduções de tensão de

rotura, seguindo-se os provetes imersos a 40 ºC e, por fim, os provetes imersos a 20 ºC, estando em

concordância com o verificado por Costa [5.1] para os primeiros 9 meses de imersão.

Analisando os resultados com base no tipo de solução, constata-se que o decréscimo da tensão de

rotura ao longo do tempo é mais acentuado nos provetes imersos em água desmineralizada, quando

comparado com o observado para os ambientes de imersão em solução salina a temperaturas

equivalentes. Este facto encontra-se em conformidade com os resultados obtidos durante os

primeiros 9 meses de exposição. Relacionando a redução da tensão de rotura com a variação de

massa ao longo do tempo dos provetes viajantes, ilustrada na figura 5.1, os provetes imersos em

solução salina apresentam uma taxa de variação de massa menor em comparação com os provetes

imersos em água desmineralizada, observando-se a mesma relação para a variação da tensão de

rotura. Este facto demonstra que a água desempenha um papel relevante na durabilidade do material

GFRP em estudo, sendo que quanto maior for a facilidade de difusão da água maior será a redução

das capacidades mecânicas dos provetes ao longo do tempo. Tendo em conta a evolução da taxa de

absorção dos provetes viajantes e os resultados obtidos nos ensaios mecânicos, é expectável que os

provetes imersos em água desmineralizada continuem a apresentar uma maior degradação mecânica

ao longo do tempo em comparação com os provetes imersos em solução salina. Esta evolução

também está de acordo com o descrito no capítulo 3 e foi igualmente constatada por Chen et

al. [5.10].

A resistência ao corte interlaminar apresenta reduções de tensão de rotura bastante distintas e mais

acentuadas, conforme se incrementa a temperatura de exposição. Após 18 meses de exposição, a

tensão de rotura dos provetes imersos a 60 ºC em solução salina e em água desmineralizada

decresceu aproximadamente 43%. Isto pode ser uma consequência da dissolução da matriz devido a

processos de hidrólise, provocando a redução da adesão matriz-fibras e favorecendo a ocorrência de

delaminações, com repercussões relevantes na capacidade resistente do material GFRP em estudo

ao corte interlaminar.

No quadro 5.2, apresentam-se os valores relativos à deformação e ao módulo de elasticidade na

rotura.


107

Quadro 5.2 – Valores da deformação e do módulo de elasticidade na rotura dos provetes da fase 1


Tempo εfu Ef εtu Et

(meses) (%) (GPa) (%) (GPa)

Não envelhecido - 0,031/ 0,028

± 0,010/ 0,006

19,97/ 22,60

± 6,88/ 4,42

1,18 ± 0,13 37,56 ± 2,56

Imersão em água desmineralizada

a 20 ºC

3 0,029 ± 0,004 16,11 ± 3,06 1,26 ± 0,14 30,75 ± 2,35

6 0,026 ± 0,004 16,81 ± 3,56 1,09 ± 0,17 36,57 ± 6,37

9 0,028 ± 0,003 15,87 ± 2,06 1,03 ± 0,11 35,13 ± 3,94

12 0,023 ± 0,003 17,09 ± 1,96 1,07 ± 0,10 32,27 ± 2,03

18 0,023 ± 0,002 14,42 ± 0,75 1,30 ± 0,20 29,55 ± 4,80


a 40 ºC

3 0,025 ± 0,001 17,02 ± 1,89 1,22 ± 0,01 34,64 ± 3,03

6 0,024 ± 0,001 15,68 ± 1,72 1,12 ± 0,08 33,25 ± 7,82

9 0,021 ± 0,001 19,20 ± 3,08 1,14 ± 0,11 30,72 ± 4,34

12 0,021 ± 0,001 15,87 ± 4,89 1,10 ± 0,08 33,72 ± 3,01

18 0,021 ± 0,002 13,28 ± 1,45 1,09 ± 0,08 33,53 ± 6,05


a 60 ºC

3 0,020 ± 0,002 16,98 ± 2,14 1,06 ± 0,07 35,91 ± 2,55

6 0,020 ± 0,001 14,55 ± 1,72 1,13 ± 0,44 33,50 ± 4,36

9 0,018 ± 0,001 17,79 ± 1,07 0,83 ± 0,18 33,14 ± 2,83

12 0,018 ± 0,001 13,79 ± 2,65 0,84 ± 0,08 30,66 ± 5,59

18 0,016 ± 0,001 18,60 ± 2,86 0,84 ± 0,04 29,61 ± 3,21


20 ºC

3 0,029 ± 0,005 16,23 ± 1,54 1,12 ± 0,19 39,89 ± 7,90

6 0,026 ± 0,004 18,86 ± 4,21 1,16 ± 0,33 38,20 ± 8,34

9 0,027 ± 0,004 18,35 ± 2,06 1,09 ± 0,16 33,76 ± 4,13

12 0,026 ± 0,004 14,84 ± 1,89 1,18 ± 0,14 28,45 ± 2,75

18 0,026 ± 0,003 13,30 ± 3,20 1,21 ± 0,15 31,21 ± 5,62


40 ºC

3 0,023 ± 0,003 18,25 ± 2,49 1,21 ± 0,15 40,81 ± 3,44

6 0,024 ± 0,002 17,71 ± 3,83 0,98 ± 0,13 42,39 ± 6,56

9 0,029 ± 0,012 20,67 ± 2,19 1,11 ± 0,05 33,34 ± 3,73

12 0,025 ± 0,001 13,59 ± 1,24 1,22 ± 0,11 31,16 ± 0,92

18 0,023 ± 0,002 17,43 ± 3,44 1,17 ± 0,16 30,49 ± 3,61


60 ºC

3 0,026 ± 0,004 14,58 ± 2,16 1,29 ± 0,14 32,72 ± 1,59

6 0,024 ± 0,003 16,05 ± 1,96 1,01 ± 0,07 40,69 ± 6,60

9 0,024 ± 0,002 18,29 ± 2,48 0,96 ± 0,18 30,42 ± 1,29

12 0,022 ± 0,001 15,24 ± 0,65 1,03 ± 0,09 30,62 ± 2,10

18 0,023 ± 0,001 14,03 ± 1,35 1,04 ± 0,14 30,28 ± 4,01

A evolução da deformação na rotura ao longo do tempo apresenta, à semelhança da tensão de

rotura, reduções maiores consoante se aumenta a temperatura e, para a mesma temperatura,

reduções superiores em provetes imersos em água desmineralizada. É possível constatar esta

consequência através dos ensaios realizados à flexão. Contudo, o valor da deformação registado aos

9 meses em solução salina a 40 ºC apresenta um aumento acentuado. Este aumento deve-se ao

resultado obtido para um dos provetes testados. Caso este provete não seja considerado, a média da

deformação traduzida pelos restantes quatro provetes diminui para 0,024% com um desvio-padrão de

0,002%, valores que já se enquadram na evolução expectável.


108

Nos resultados obtidos através dos ensaios à tracção, verifica-se que os valores relativos aos

provetes imersos durante 3 meses a 40 ºC em solução salina apresentam uma melhoria da tensão de

rotura, da deformação na rotura e do módulo de elasticidade. A origem destes resultados pode estar

associada a fenómenos de pós-cura da matriz.

O módulo de elasticidade geralmente decresce de forma mais acentuada, à semelhança da tensão de

rotura e da deformação, nos ambientes de exposição a temperaturas mais elevadas . No caso dos

provetes ensaiados à tracção, verifica-se que os valores obtidos em solução salina apresentaram um

decréscimo inferior quando comparados com a evolução relativa aos provetes imersos em água

desmineralizada a temperaturas similares. Os provetes em solução salina apresentaram aliás, um

acréscimo do módulo de elasticidade aos 6 meses a 20, 40 e 60 ºC e aos 3 meses a 20 e 40 ºC.

Quanto aos provetes ensaiados à flexão, a redução do módulo de elasticidade é menos significativa

nos provetes imersos a 40 ºC em solução salina, até aos 9 meses de exposição. Neste caso, a

evolução do módulo de elasticidade não parece estar tão dependente da temperatura e do tipo de

solução aquosa mas sim do tempo de exposição. Esta ilação não é fundamentada com rigor pelos

resultados obtidos nos ensaios à flexão, visto que os valores relativos ao módulo de elasticidade

apresentam desvios-padrão elevados.

Os resultados à flexão obtidos, nomeadamente para a tensão de rotura nos provetes não

envelhecidos, levou Costa [5.1] a pressupor que a melhoria de comportamento nos resultados

relativos aos provetes expostos durante 3 meses se poderia dever a fenómenos de pós-cura, os

quais ocorrem frequentemente em resinas cujo processo de cura ainda não esteja concluído. De

facto, esta suposição poderá justificar também a melhoria de desempenho da tensão de rotura à

flexão em provetes imersos até 6 meses em solução salina a 20 ºC e em provetes imersos até aos 9

meses em solução salina a 40 ºC. Contudo, a diferença do valor da tensão de rotura à flexão do

primeiro grupo de provetes não envelhecidos, em relação aos resultados obtidos para o material

exposto durante 3 meses era significativa, originando a necessidade de se validar o valor da tensão

de rotura à flexão para um novo grupo de provetes não envelhecidos. O novo ensaio foi realizado

para uma amostra de 8 provetes. Na figura 5.8, constata-se que a tensão de rotura obtida para o

2º grupo de provetes não envelhecidos é bastante superior à do 1º grupo, suscitando a dúvida de que

a melhoria da tensão de rotura se devesse somente a fenómenos de pós-cura. Não é conclusiva a

razão da diferença entre as tensões de rotura registadas para os dois grupos de provetes não

envelhecidos, uma vez que o desvio-padrão é elevado em ambos os casos. Contudo, não

considerando o provete em cada grupo que apresente a maior diferença entre a tensão de rotura

média e a obtida, obtém-se um valor da tensão de rotura nos dois grupos que se aproxima dos

445 MPa, sendo neste caso as tensões na rotura para os dois grupos de provetes não envelhecidos

superior às dos resultados obtidos aos 3 e 6 meses de exposição aos diversos ambientes de imersão.

Poderão ter ocorrido fenómenos de pós-cura durante o período inicial de exposição dos provetes, no

entanto, o valor da tensão de rotura para o 1º grupo de provetes não envelhecidos estará

possivelmente mais adequado à realidade quando não se considera o provete cuja tensão de rotura


109

apresenta a maior diferença em relação à média obtida para a amostra. O valor relativo ao provete

em causa (identificado como 0F1 no anexo 5) é aproximadamente 21% inferior à média considerada

para a amostra (417 MPa).

5.5.2 Envelhecimento dos provetes protegidos

O quadro 5.3 apresenta os valores da tensão de rotura ao corte interlaminar, à flexão e à tracção e no

quadro 5.4 encontram-se resumidos os valores de deformação e do módulo de elasticidade na rotura

relativos aos ensaios à flexão e à tracção.

Quadro 5.3 – Valores das tensões de rotura ao corte interlaminar, à flexão e à tracção dos provetes protegidos




Não envelhecido - 38,48 ± 2,69 417,17/472,201 ± 65,04/76,37

1 406,00 ± 30,94


20 ºC 6 29,99 ± 1,12 406,41 ± 15,60 395,00 ± 33,74


40 ºC 6 25,76 ± 2,39 374,10 ± 16,57 379,60 ± 29,01


6 27,38 ± 2,80 375,27 ± 21,27 369,80 ± 40,81

Quadro 5.4 – Valores da deformação e do módulo de elasticidade na rotura dos provetes protegidos





± 0,010/ 0,006

19,97/ 22,60

± 6,88/ 4,42

1,18 ± 0,13 37,56 ± 2,56


a 20 ºC 6 0,022 ± 0,002 20,85 ± 2,94 1,26 ± 0,08 30,81 ± 2,09


a 40 ºC 6 0,023 ± 0,002 20,13 ± 3,33 1,10 ± 0,09 34,13 ± 2,74


6 0,023 ± 0,002 17,55 ± 2,13 1,15 ± 0,14 32,41 ± 3,61

O objectivo de realizar uma campanha de ensaios com provetes protegidos é avaliar se a exposição

directa aos diversos ambientes de envelhecimento das faces seccionadas dos provetes durante a sua

preparação influencia conservadoramente os resultados obtidos nos ensaios mecânicos.

1 O primeiro valor corresponde ao primeiro grupo de provetes não envelhecidos ensaiados e o

segundo número corresponde ao segundo grupo de provetes não envelhecidos ensaiados


110

Comparando os resultados obtidos para os provetes protegidos após 6 meses de exposição com os

valores relativos aos provetes da fase 1 colocados nos mesmos ambientes e durante o mesmo

período de tempo, constata-se que a tensão de rotura dos provetes protegidos apenas é superior

quando esta ocorre por tracção. Neste caso, a diferença de tensões na rotura é, aliás, significativa,

correspondendo os valores dos provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 20 e a 40 ºC

a 91,1 e 83,8% das tensões observadas para os provetes da fase 1, respectivamente. Porém, a

diferença de valores da tensão de rotura à flexão é muito pouco expressiva e no caso do ensaio ao

corte interlaminar, os provetes protegidos apresentaram até valores de resistência ligeiramente

inferiores.

Relativamente à deformação, a situação repete-se. Os provetes protegidos apresentam, após 6

meses de exposição, valores de deformação na rotura à flexão inferiores em relação aos provetes da

fase 1, sendo a diferença de 15,4% na imersão em água desmineralizada a redução mais

significativa. No caso da tracção, os resultados dos provetes protegidos são superiores aos da fase 1,

excepto nos na imersão a 40 ºC em água desmineralizada cujos provetes da fase 1 apresentaram um

valor médio da tensão de tracção 15,6% inferior aos protegidos.

Quanto ao módulo de elasticidade, acontece a situação oposta à constatada para a deformação. No

caso da tracção, o módulo de elasticidade é mais reduzido nos provetes protegidos imersos a 20 ºC e

expostos em condensação em contínuo a 40 ºC, em comparação com os provetes da fase 1.

Relativamente aos provetes imersos em água desmineralizada a 40 ºC, a situação inverte-se, sendo

o módulo de elasticidade ligeiramente superior nos provetes protegidos. No caso do módulo de

elasticidade observado nos ensaios à flexão, o provetes protegidos apresentam após 6 meses de

exposição, resultados 24, 28,4 e 17,4% superiores aos provetes da fase 1 em imersão a 20 e 40 ºC e

em condensação em contínuo a 40 ºC, respectivamente.

A avaliação do potencial conservadorismo dos resultados obtidos para os provetes da fase 1 teria

como base os resultados dos ensaios mecânicos e as curvas de variação de massa. Os ensaios

mecânicos demonstram que, à excepção dos valores obtidos nos ensaios à tracção, as diferenças

são pouco significativas, tendo em conta não só as médias dos resultados como os respectivos

desvios-padrão. Contudo, seria expectável que, ao revestir as faces cortadas, os provetes protegidos

absorvessem menos água ao longo do tempo que os provetes da fase 1, o que não acontece. Com

base nos resultados constatados durante os 18 meses de exposição dos provetes da fase 1 e no

descrito no capítulo 3, ao se verificar uma maior absorção de água, seria dedutível uma maior

degradação das capacidades dos provetes, pressuposto que acabou por se verificar à excepção dos

resultados obtidos no ensaio à tracção em alguns ambientes. Neste caso, o revestimento epóxido

poderá ter proporcionado alguma resistência aos provetes protegidos, podendo justificar os

resultados superiores aos observados para os provetes da fase 1; no entanto, esta hipótese deverá

ser validada em investigações futuras.


111

De acordo com a relação entre as curvas de variação de massa ao longo do tempo e os resultados

dos ensaios mecânicos dos provetes da fase 1 e dos protegidos, expostos durante 6 meses aos

vários ambientes, pode-se concluir, numa primeira abordagem, que os resultados relativos aos

provetes da fase 1 não são aparentemente conservadores. No entanto, a informação disponível ainda

não permite que se retirem ilações com um grau de confiança elevado, sendo muito relevante a

comparação dos dados existentes, com a análise futura dos provetes protegidos que ainda se

encontram em envelhecimento.

5.5.3 Envelhecimento dos provetes de secagem

Com base no descrito no capítulo 3, os efeitos de degradação provocados, por exemplo, pela

plasticização da resina e pelo aumento de volume durante um período de exposição à água ou à

humidade podem, até certo ponto, ser reversíveis, caso os perfis de GFRP passem posteriormente

por um período em ambiente seco. O recurso a provetes denominados de secagem teve como

objectivo avaliar se, colocando o material em estudo num ambiente seco após um período de

exposição aos ambientes de envelhecimento acelerado, este conseguiria recuperar, pelo menos,

parte do desempenho que se foi deteriorando durante o tempo de exposição aos agentes de

degradação. A análise teve por base a comparação dos resultados obtidos para os provetes de

secagem com os provetes não envelhecidos e os provetes da fase 1, expostos em ambientes de

envelhecimento similares e durante períodos de tempo idênticos. Convém relembrar que os provetes

da fase 1 foram ensaiados no seu estado húmido, ou seja, mantendo os mesmos níveis de saturação

que apresentavam no final dos períodos de envelhecimento. O quadro 5.5 apresenta os valores da

tensão de rotura ao corte interlaminar, à flexão e à tracção e no quadro 5.6 encontram-se resumidos

os valores de deformação e do módulo de elasticidade na rotura relativos aos ensaios à flexão e à

tracção.

Quadro 5.5 – Valores da tensão de rotura ao corte interlaminar e à flexão dos provetes de secagem

Ambiente de exposição Tempo FSBS σfu

(meses) (MPa) (MPa)

Não envelhecido - 38,48 ± 2,69 417,17/472,20 ± 65,04/76,37

Imersão em água desmineralizada a 20 ºC

6 32,67 ± 3,15 462,73 ± 46,53


6 33,30 ± 2,07 436,13 ± 41,38


6 30,06 ± 1,90 426,83 ± 24,58


112

Quadro 5.6 – Valores da deformação e do módulo de elasticidade na rotura dos provetes de secagem

Ambiente de exposição Tempo εfu Ef

(meses) (%) (GPa)


± 0,010/ 0,006

19,97/ 22,60

± 6,88/ 4,42


6 0,030 ± 0,003 19,94 ± 2,70


6 0,024 ± 0,002 20,19 ± 3,87


6 0,026 ± 0,003 19,59 ± 2,23

Na análise dos valores da tensão de rotura obtidos através dos ensaios mecânicos, verifica-se que os

resultados dos provetes de secagem foram superiores aos provetes da fase 1. De facto, apenas no

ensaio ao corte interlaminar dos provetes imersos em água desmineralizada a 20 ºC, se constata que

os resultados são praticamente semelhantes entre os dois tipos de provetes, sendo já notório o

melhor desempenho dos provetes de secagem neste ensaio para uma temperatura de 40 ºC. Em

todo o caso, é importante realçar que a curva de variação de massa dos provetes de secagem

também é bastante mais acentuada quando comparada com a obtida para os provetes da fase 1,

durante o mesmo período de exposição, para os mesmos ambientes e a temperaturas semelhantes.

Uma vez que a difusão de água no interior dos provetes de secagem decorreu com maior velocidade,

seria dedutível que o processo de degradação também fosse mais acentuado, uma vez que a água é

um agente que influencia claramente a durabilidade do material GFRP em estudo. Com base nisso, a

reversibilidade das características poderá ser ainda mais relevante que o observado. O facto de as

curvas de absorção terem sido mais elevadas nos provetes de fase 2 foi, aliás, uma das razões que

motivou a sugestão de se aprofundar a investigação sobre os provetes protegidos.

No caso dos provetes imersos em água desmineralizada a 40 ºC durante 6 meses, os provetes de

secagem apresentaram uma redução da tensão de rotura ao corte interlaminar, à flexão e à tracção

inferior em aproximadamente 50% aos provetes da fase 1. Isto deve-se em grande parte à

reversibilidade de alguns efeitos de degradação. No caso da imersão a 20 ºC, apesar de se ter

verificado uma recuperação da tensão de rotura ao corte interlaminar reduzida, no ensaio à flexão o

valor obtido foi apenas ligeiramente inferior ao resultado do 2º grupo de provetes não envelhecidos.

No caso da deformação na rotura, a situação é semelhante à verificada para tensão, constatando-se

uma melhoria dos resultados quando comparados com os obtidos para os provetes da fase 1.

O módulo de elasticidade apresenta, genericamente e à semelhança da deformação e da tensão de

rotura, valores superiores para os provetes de secagem. Neste caso, é interessante referir que no

ensaio à flexão, os provetes protegidos também apresentaram uma melhoria de valores quando

comparados com os provetes da fase 1, obtendo ainda resultados equivalentes aos constatados para


113

os provetes de secagem nas imersões a 20 e 40 ºC. A mesma situação já não se verifica para o

ensaio à tracção.

Relativamente aos provetes de secagem expostos à condensação em contínuo a 40 ºC, a

recuperação das características do material é menos acentuada quando comparada com os valores

observados para os provetes imersos em água desmineralizada também a 40 ºC. Neste caso, a

humidade no estado gasoso pode acelerar a degradação e favorecer a ocorrência de efeitos

irreversíveis em detrimento de fenómenos reversíveis. De facto, os perfis de GFRP oferecem menos

resistência à difusão da água no estado gasoso, sendo mais fácil a humidade atingir a interface

matriz-fibras. Em conformidade com o descrito no capítulo 3, se a presença de moléculas de água na

interface matriz-fibras dos provetes em condensação em contínuo a 40 ºC for superior à dos provetes

imersos em água desmineralizada a 40 ºC, os possíveis efeitos de degradação na interface

matriz-fibras e nas próprias fibras poderão ocorrer mais rapidamente. As consequências dos

fenómenos de deterioração da interface e das fibras são geralmente irreversíveis. No caso dos

provetes imersos em água desmineralizada, mesmo ocorrendo um volume de absorção superior, se a

água tiver maior dificuldade em atingir a interface matriz-fibras, a diminuição da resistência acontece

essencialmente ao nível da matriz, onde alguns dos fenómenos usuais, como por exemplo a

plasticização ou o aumento de volume, poderão ser reversíveis.

Huston et al. [5.4] verificaram que a recuperação de parte da resistência mecânica de provetes de

GFRP de poliéster, após a exposição à humidade, se deveu essencialmente à reversibilidade dos

efeitos de degradação que ocorreram na matriz.

5.5.4 Envelhecimento natural

Durante a campanha experimental, foi testado um conjunto de provetes que esteve exposto às

condições climatéricas da região de Lisboa, durante 12 meses. No quadro 5.7, encontram-se os

valores da tensão de rotura ao corte interlaminar, à flexão e à tracção e o quadro 5.8 apresenta

resumidos os valores de deformação e do módulo de elasticidade na rotura relativos aos ensaios à

flexão e à tracção.

Quadro 5.7 – Valores das tensões de rotura ao corte interlaminar, à flexão e à tracção dos provetes em envelhecimento natural




Não envelhecido - 38,48 ± 2,69 417,17/472,20 ± 65,04/76,37 406,00 ± 30,94

Envelhecimento natural

12 36,24 ± 2,93 475,92 ± 42,08 363,40 ± 39,27


114

Quadro 5.8 – Valores da deformação e do módulo de elasticidade na rotura dos provetes em envelhecimento natural





± 0,010/ 0,006

19,97/ 22,60

± 6,88/ 4,42

1,18 ± 0,13 37,56 ± 2,56


12 0,031 ± 0,002 20,85 ± 2,94 1,18 ± 0,05 30,28 ± 2,52

A análise da durabilidade dos provetes em envelhecimento natural tem como objectivos avaliar a

evolução de desempenho de perfis pultrudidos de GFRP com matriz de poliéster insaturado em

condições de exposição reais e comparar o desenvolvimento do desempenho ao longo do tempo

entre os provetes em envelhecimento natural e os provetes em ambientes acelerados.

Após 12 meses de exposição às condições climatéricas da região de Lisboa, os resultados da tensão

de rotura foram superiores aos obtidos para os provetes em envelhecimento acelerado imersos

durante 3 meses, excepto nos ensaios de tracção de provetes colocados em solução salina a 20 ºC e

a 40 ºC, sendo que neste último ambiente a diferença de valores foi relevante. Comparando com os

provetes da fase 2, a diferença de tensões na rotura dos provetes envelhecidos em condições

naturais é menos acentuada quando comparada com os provetes de secagem expostos durante 6

meses, mantendo-se na mesma uma capacidade resistente superior, excepto nos provetes ensaiados

à tracção, cuja média da tensão de rotura foi mais elevada para os provetes de secagem. Os

provetes envelhecidos em ambiente natural terminaram os 12 meses de exposição em Novembro,

período durante o qual há já uma maior presença da humidade. No caso de uma comparação directa

com o provetes de secagem, não se poderá afirmar que as ilações sobre a diminuição da resistência

à tracção sejam conclusivas, sendo necessário aprofundar a investigação sobre este tema. Conforme

demonstrado pelos provetes de secagem, alguns efeitos de degradação são reversíveis pelo que, se

os provetes fossem colocados num ambiente seco antes de se realizarem os diversos ensaios,

poderia ter ocorrido alguma reversibilidade das características. No entanto, é possível relacionar a

influência dos efeitos não reversíveis que ocorreram nos provetes de secagem durante 6 meses de

exposição com a degradação dos provetes em ambiente natural. Nos ensaios ao corte e à flexão, os

efeitos não reversíveis tiveram, potencialmente, um impacte superior, registando-se valores da tensão

de rotura inferiores aos constatados para os provetes envelhecidos em ambiente natural.

O valor da deformação na rotura dos provetes envelhecidos foi semelhante ao obtido para os

provetes não envelhecidos, tanto à flexão como à tracção, não se registando alterações relevantes.

Quanto ao módulo de elasticidade, observou-se uma diminuição significativa. No caso do ensaio à

tracção, os valores foram cerca de 81% dos obtidos para os provetes não envelhecidos, motivados

principalmente pela redução da tensão de rotura à tracção. Relativamente ao ensaio à flexão, a

redução foi bastante mais acentuada em relação ao 2º grupo de provetes não envelhecidos, com uma


115

diminuição de 27%, desempenhando a deformação para este caso um papel mais relevante.

Comparando com o 1º grupo de provetes não envelhecidos, a redução registada foi de 17,5%.

A amostra de resultados de provetes em envelhecimento natural é ainda bastante reduzida. A

evolução das características dos provetes durante os 10 anos de exposição poderá permitir retirar

conclusões com maior rigor e correlacionar a durabilidade dos provetes em envelhecimento acelerado

com o tempo de exposição necessário em condições naturais para que se alcancem níveis de

degradação semelhantes.

Alguns autores têm procurado desenvolver correlações entre os provetes envelhecidos em ambientes

acelerados e os provetes expostos em ambientes naturais. Os modelos de previsão são geralmente

baseados no princípio de Arrhenius, variando as correlações de acordo com as regiões onde se

realizaram os ensaios [5.11]. Por exemplo, no modelo aferido por Vijay et al. [5.12], 104 dias de

exposição a 60 ºC correspondem a 69 anos de tempo de serviço a uma temperatura média anual de

11,7 ºC, tendo por base as condições climatéricas do estado de West Virginia nos Estados Unidos da

América. No entanto, o modelo de previsão de Porter et al. [5.13] deduzido com base nas condições

ambientais do estado de Iowa nos Estados Unidos da América e posteriormente adaptado à

temperatura média anual de 6,7 ºC de Montreal no Canadá, prevê que 104 dias de imersão a 60 ºC

equivalem a 160 anos de tempo de serviço em condições ambientais naturais [5.11]. As condições

naturais de cada região estão dependentes de diversos efeitos ambientais, que influenciam a

durabilidade do material, não só a nível individual, como através dos efeitos sinergéticos que se

propiciam. A concepção de modelos de previsão que abranja regiões distintas torna-se bastante

complexa e será de elevada relevância a continuação da análise da evolução da durabilidade dos

provetes em envelhecimento natural, de modo a sustentar a aferição de um modelo de previsão para

a região de Lisboa.

5.6 Conclusões

A análise da absorção de água dos provetes da fase 1, imersos nos diferentes ambientes de

exposição durante mais de 17.500 horas, permitiu consolidar a influência da temperatura na difusão

da humidade pelo material GFRP em estudo. A temperatura continua a evidenciar-se como um

agente acelerador, favorecendo a absorção de humidade a temperaturas superiores. Para além

disso, a evolução da variação de massa dos provetes imersos a 60 ºC, para valores inferiores à

massa inicial numa fase prolongada da exposição, permitiu deduzir que a redução de massa se deve

essencialmente à dissociação da matriz, sem excluir contudo a possível influência de fenómenos de

pós-cura. Apesar de a temperatura de 60 ºC ser ainda inferior à Tg da matriz, o comportamento é

compatível com o constatado por diversos autores, que verificaram o início da transição para um

comportamento visco-elástico em provetes expostos a esta temperatura, aumentando a porosidade e

consequentemente a difusão da humidade até à interface matriz-fibras. A presença de água acaba

por originar processos de hidrólise na matriz e na interface matriz-fibras. De facto, a degradação é


116

bastante mais célere nos ambientes de envelhecimento acelerado a 60 ºC quando comparada com a

exposição em ambiente natural, contudo este nível de temperatura poderá induzir também

mecanismos de degradação que se encontram inibidos a temperaturas menos elevadas, podendo

levar a uma estimativa demasiado severa do tempo de vida útil do material GFRP em condições de

serviço reais. Robert et al. [5.2] consideraram também esta situação, levando-os a analisar a

necessidade de se limitarem as condições dos ensaios de envelhecimento acelerado, o que já é

também sugerido por algumas normas, como por exemplo a ACI 440.3R-04 [5.14] e a CSA S806-02

[5.15] que recomendam 60 ºC como temperatura limite para ambientes de envelhecimento acelerado

com base em soluções aquosas. Todavia, é importante aprofundar a análise da temperatura sobre os

mecanismos de degradação que ocorrem nos diferentes ambientes. Os provetes em envelhecimento

natural poderão também fornecer dados relevantes que permitam relacionar a degradação verificada

nos ambientes de exposição com o tempo que a mesma demoraria a ocorrer em condições de

serviço.

No caso das imersões em água desmineralizada ou solução salina, as conclusões foram coerentes

com o constatado por Costa [5.1], durante as primeiras 7.800 horas, sendo a absorção superior nos

provetes imersos em água desmineralizada.

Relativamente aos provetes de fase 2, os provetes de secagem apresentaram taxas de absorção

superiores aos provetes protegidos e estes em comparação com os provetes totalmente protegidos.

Esta situação era expectável, uma vez que a protecção fornecida pelo ligante epóxido deveria

dificultar a difusão da humidade. A diferença de valores de variação de massa entre os provetes de

secagem e os provetes de fase 1 é que não era expectável, obtendo-se aumentos de massa nestes

últimos inferiores aos observados nos provetes protegidos. No caso dos provetes em condensação

em contínuo a 40 ºC, observou-se uma absorção de água superior no provete totalmente protegido.

Não sendo conclusivos os motivos para tal, um dos factores poderá estar relacionado com a perda

das características iniciais do ligante epóxido e a consequente diminuição da resistência à difusão da

água no compósito GFRP, uma vez que o fabricante só garante a resistência térmica em contacto

com água até 40 ºC [5.8].

Os ensaios de DMA dos provetes da fase 1 demonstraram que as variações da temperatura de

transição vítrea (Tg) foram superiores para os ambientes de imersão em água desmineralizada. Os

maiores registos de variação inicial observaram-se nos ambientes que apresentaram as taxas de

absorção de água mais acentuadas. Genericamente, após 9 meses de exposição, os provetes da

fase 1 apresentaram uma melhoria da Tg, assumindo uma maior expressividade nos ambientes a

60 ºC, cujas amostras evidenciaram valores médios superiores ao obtido para os provetes não

envelhecidos. Esta recuperação foi associada a possíveis fenómenos de pós-cura.

Os provetes protegidos demonstraram a capacidade reversível das propriedades do material em

estudo, dados os valores médios da Tg serem bastante superiores aos obtidos para os provetes da


117

fase 1. No caso dos ambientes de exposição a 40 ºC, as Tg foram inclusive superiores ao valor dos

provetes não envelhecidos, podendo tal ser uma consequência de efeitos de pós-cura fomentados

durante o processo de secagem. No caso dos provetes protegidos, à excepção da imersão a 20 ºC

onde a Tg foi mais elevada, os valores foram bastante similares aos dos provetes da fase 1.

Os provetes em envelhecimento natural apresentaram uma redução da Tg de 9% em relação aos

provetes não envelhecidos. Esta diminuição foi análoga à observada para os provetes da fase 1

imersos durante 3 meses em solução salina a todas as temperaturas e em água desmineralizada a

40 ºC e a 60 ºC. Em relação aos provetes da fase 2, a evolução foi similar aos provetes protegidos

imersos durante 6 meses em água desmineralizada a 20 ºC.

Os ensaios mecânicos permitiram avaliar o impacte dos efeitos higrotérmicos na degradação do

material compósito GFRP. Nomeadamente nos provetes imersos a 60 ºC, foi visível a diminuição de

resistência no ensaio ao corte interlaminar, ensaio que genericamente permite avaliar o desempenho

da interface matriz-fibras e da própria matriz. A mesma redução da tensão de rotura foi observada

nos ensaios à tracção. No entanto, em ambos os ensaios, a redução da tensão de rotura foi bastante

mais acentuada até aos 9 meses de exposição, período após o qual as variações foram muito mais

reduzidas. A análise integrada dos resultados dos ensaios mecânicos e da evolução da absorção de

água sugere que a degradação ocorre nomeadamente na matriz e na interface matriz-fibras. A perda

de resistência à tracção pode dever-se sobretudo à diminuição da capacidade de transferência de

tensões entre as fibras pela matriz, não só pela diminuição de resistência ao corte interlaminar, como

pela estabilização da tensão de rotura à tracção após 9 meses de exposição, situação que sugere a

estabilidade do comportamento das fibras. No caso do ensaio à flexão, a redução da tensão de rotura

foi menos acentuada ao longo do tempo, progredindo de forma aproximadamente constante à

excepção dos provetes imersos em água desmineralizada a 60 ºC.

Dos resultados obtidos para os provetes protegidos, depreende-se, a priori, que a exposição das

faces dos provetes que foram cortadas durante a preparação da campanha experimental, e que

poderiam facilitar a difusão da água pela interface matriz-fibras e pela matriz, não apresentam uma

influência relevante na degradação do material GFRP ao longo do tempo. Apenas no caso do ensaio

à tracção se observou uma diferença significativa, constatando-se melhores desempenhos nos

provetes protegidos. Os ensaios das próximas colheitas de provetes fornecerão dados importantes

que permitirão suportar as conclusões ou reavaliá-las.

A degradação dos provetes de GFRP durante a exposição aos diversos ambientes, não se deve

apenas a efeitos irreversíveis. A análise de provetes de secagem permitiu constatar que, após o

período de exposição aos diversos ambientes, o material GFRP tem a capacidade de recuperar

parcialmente as suas características, nomeadamente nos provetes em imersão. Um exemplo disto é

o resultado da tensão de rotura à flexão relativo aos provetes imersos em água desmineralizada que

apresentaram um valor 13,2% superior ao obtido para os provetes da fase 1. Este comportamento é


118

muito relevante quando se pretende prever a durabilidade do material para uma situação de serviço.

A capacidade do material de recuperar parcialmente as suas características, após um período de

exposição a determinados agentes de degradação, pode indicar que modelos de previsão da

durabilidade do material GFRP em serviço com base nos dados obtidos em ambientes de

envelhecimento acelerado poderão ser demasiado conservadores. Os efeitos de degradação

reversíveis foram menos acentuados no caso da condensação em contínuo a 40 ºC.

Os provetes em envelhecimento natural demonstraram uma diminuição reduzida das suas

características. Apenas nos ensaios à tracção de provetes imersos em solução salina durante 3

meses se obtiveram tensões na rotura superiores. Tais resultados permitem concluir que,

possivelmente, os dados obtidos durante os ensaios dos provetes expostos a ambientes acelerados

equivalem a anos de exposição em condições de envelhecimento naturais. A campanha de exposição

dos provetes durante 10 anos permitirá realizar uma análise comparativa e correlacionar os

resultados com os obtidos para os provetes em envelhecimento acelerado, propiciando a aferição de

um modelo de previsão da durabilidade do material GFRP em serviço na região de Lisboa.

5.7 Bibliografia


(GFRP)”, Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior



long-term durability testing FRPs: should there be any limitations?”, Journal of Composites for


[5.3] Gu, H., “Behaviours of glass fibre/unsaturated polyester composites under seawater

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119


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[5.15] CSA-S806-02, “Design and construction of building components with fibre reinforced polymers”,

Canadian Standards Association, Rexdale, Ontario, 2002.


120


121

6. Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros

6.1 Conclusões

O presente trabalho teve como finalidade a análise da durabilidade de perfis pultrudidos de GFRP

com matriz de poliéster insaturado. O material em estudo foi submetido a diversos ambientes de

envelhecimento acelerado e às condições naturais da região de Lisboa, tendo as respectivas

propriedades físicas e mecânicas sido posteriormente analisadas, através de um conjunto de ensaios

normalizados.

Os objectivos previamente propostos foram, de forma geral, alcançados. Através de uma extensa

campanha experimental, foram obtidas informações relevantes sobre o comportamento do material

em estudo perante os agentes de degradação que actuam com maior frequência em obras de

construção civil, sobre a influência da protecção superficial das faces e sobre a reversibilidade da

degradação daquelas características.

O material em estudo foi ainda devidamente caracterizado no início da investigação. Trata-se de um

material compósito de perfis pultrudidos de GFRP com matriz de poliéster insaturado, com um teor de

68% de fibras de vidro, contendo cargas de carbonato de cálcio como material de enchimento e

apresentando uma massa volúmica de 1,87 g/cm3.

Os ambientes de envelhecimento foram definidos com o objectivo de simularem os agentes de

degradação mais comuns em aplicações exteriores. O material GFRP em estudo foi submetido a

condições de imersão em água desmineralizada, de imersão em solução salina (simulando o efeito

da água do mar) e de condensação em contínuo, recriando-se os diversos ambientes a várias

temperaturas e expondo os provetes a agentes de degradação como a humidade, a temperatura e a

presença de sais. Para além dos ambientes de envelhecimento acelerado, foi avaliada a exposição

às condições naturais da região de Lisboa, contemplando, para além dos factores de degradação

considerados nos ambientes de envelhecimento acelerado, a incidência da radiação solar,

nomeadamente a radiação ultravioleta. A exposição em ambiente natural permitiu ainda uma análise

comparativa com a degradação observada em condições de envelhecimento acelerado.

Durante o envelhecimento do material GFRP em estudo, foi particularmente relevante a análise da

respectiva capacidade de absorção de água e/ou humidade. O meio em que ocorre a exposição e a

temperatura demonstraram ser factores influentes na difusão das moléculas de água pelo material.

Comprovou-se, através dos resultados obtidos, que as taxas de absorção são elevadas durante o

período inicial da exposição, tendendo a estagnar numa fase posterior, devido à saturação dos

provetes. Para além deste facto, as taxas de absorção foram superiores no material GFRP exposto a

temperaturas mais elevadas, como era expectável.

6. CONCLUSÕES E PERSPECTIVAS DE DESENVOLVIMENTOS FUTUROS

122

No entanto, apesar das taxas de absorção mais elevadas se verificarem a temperaturas superiores,

os provetes imersos a 60 ºC inverteram a tendência crescente aproximadamente após 1.200 horas de

exposição. Durante o período seguinte, observou-se uma diminuição da massa com maior relevância

no ambiente de água desmineralizada. Inclusivamente neste caso, a massa reduziu para valores

inferiores à massa inicial após 13.000 horas de exposição e o mesmo se constatou para a imersão

em solução salina após 16.000 horas de exposição. Este fenómeno deve-se essencialmente a

processos de hidrólise e à consequente degradação e dissolução da matriz a esta temperatura.

A degradação, devida maioritariamente ao processo de hidrólise que se verificou nos provetes

imersos a 60 ºC, ocorreu igualmente nos provetes da fase 1 imersos a 40 ºC, em ambos os tipos de

solução aquosa. No entanto, as consequentes reduções de massa dos provetes só surgiram após um

período mais alargado, iniciando-se a tendência decrescente da taxa de absorção do material GFRP

imerso em água desmineralizada por volta de 9.000 horas e no caso da solução salina

aproximadamente após 15.000 horas. O mesmo facto se constata ao se analisar a variação de massa

do provete viajante de secagem da fase 2, imerso em condições semelhantes aos provetes da fase 1

em água desmineralizada a 40 ºC, o qual apresenta, após 7.500 horas, uma ligeira tendência de

decréscimo de massa. No caso dos provetes imersos à temperatura de 20 ºC, não houve, até a

17.500 horas de exposição, uma tendência de decréscimo da taxa de absorção.

Do material GFRP imerso durante a fase 1 da investigação, o colocado em água desmineralizada a

20 ºC foi o que apresentou uma maior taxa de absorção após 17.500 horas de exposição. Tal deve-se

em parte à deterioração da matriz de poliéster do material imerso no mesmo ambiente, à temperatura

de 40 ºC, que possivelmente se iniciou antes de alcançada a saturação.

Os provetes imersos em solução salina revelaram maior resistência à difusão das moléculas de água,

demonstrado pela variação mais gradual da taxa de absorção. Este acréscimo da dificuldade de

difusão da água pela matriz levou a que as perdas de massa ocorressem nos provetes após um

período mais alargado da exposição, em comparação com os provetes imersos em água

desmineralizada. De facto, a presença de NaCl retardou, neste caso, a degradação do material GFRP

em estudo.

A aplicação de um revestimento de protecção dificultou a absorção de água dos provetes de GFRP

expostos na fase 2. Os provetes, cujas faces cortadas durante a preparação dos ensaios foram

revestidas com um ligante de base epóxida, apresentaram uma taxa de absorção inferior quando

comparados com os provetes de secagem. A aplicação de uma protecção superficial demonstrou

diminuir, neste caso, a difusão de água. Este aspecto foi ainda mais notório no caso dos provetes

com as superfícies totalmente revestidas, cujas taxas de absorção foram ainda mais reduzidas. No

entanto, ao se comparar a evolução da absorção de água nos provetes protegidos com os provetes

da fase 1, esta foi superior para os provetes da fase 1, o que não era expectável. O facto de a

variação de massa dos provetes protegidos ser inferior à dos de secagem mas superior à dos


123

provetes da fase 1 não permite concluir que a exposição directa das faces cortadas durante a

preparação dos provetes influa conservadoramente nos resultados. Em todo o caso, a taxa de

absorção de água inferior que se observa para os provetes totalmente protegidos permite concluir

que o ligante de protecção eleito dificulta a absorção de água mas não a impede, estando em

conformidade com o pretendido.

A exposição do material GFRP à condensação em contínuo a 40 ºC permitiu concluir que, a difusão

inicial da água pela matriz no estado gasoso é bastante superior quando comparada com a

observada nos ambientes de imersão. Em 315 horas (o equivalente a 2 semanas), o provete sem

protecção atingiu 71,5% do nível de saturação, apresentando uma variação de massa ligeiramente

superior a 1% da respectiva massa inicial.

Os resultados da análise mecânica dinâmica (DMA) demonstraram que o comportamento

viscoelástico do material GFRP em estudo depende da quantidade de água absorvida e da

temperatura, reflectindo-se os efeitos deste último agente num prazo mais alargado. A redução da

temperatura de transição vítrea (Tg) dos provetes da fase 1 foi superior durante os meses iniciais de

exposição, nos ambientes onde se registaram as maiores taxas de absorção. Este efeito indicia a

ocorrência maioritária de fenómenos de plasticização, usual em materiais poliméricos quando na

presença de água, podendo estar ainda associada à degradação resultante de reacções de hidrólise.

Após 9 meses de exposição, registou-se uma inversão da tendência evolutiva da Tg, tendo

aumentado inclusive para valores superiores aos observados em provetes não envelhecidos, no caso

das imersões a 60 ºC, após 18 meses de exposição. A recuperação dos valores da Tg que se

observou após 9 meses foi mais evidente a temperaturas superiores, podendo o efeito estar

correlacionado com fenómenos de pós-cura da matriz de poliéster insaturado, decorrentes da

influência da temperatura. Nomeadamente nos ambientes a temperaturas mais elevadas, o

acréscimo da Tg das amostras envelhecidas durante 12 e 18 meses sugeriram ainda a coexistência

de zonas com diferentes graus de plasticização.

Relativamente aos provetes protegidos, os valores da Tg foram bastante similares aos dos provetes

da fase 1, à excepção do ambiente de imersão em água desmineralizada a 20 ºC onde a Tg média

dos provetes protegidos foi substancialmente superior. Os ensaios de DMA dos provetes protegidos

evidenciaram dois declives da curva E’ e dois picos para a curva da tan δ, correspondendo às

diferentes Tg relativas à passagem para o estado elastomérico do ligante de protecção lateral dos

provetes e do material GFRP em estudo.

Os provetes de secagem apresentaram valores da Tg superiores ao dos provetes não envelhecidos

após a exposição durante 6 meses em ambientes com 40 ºC de temperaturas e ligeiramente inferior

no caso da imersão em água desmineralizada a 20 ºC. Os resultados poderão estar amplamente

relacionados com o processo de secagem, fomentando a reversibilidade das características do

material e favorecendo a ocorrência de fenómenos de pós-cura.


124

Quanto ao envelhecimento natural, após 12 meses de exposição às condições climatéricas de

Lisboa, o valor médio da Tg da amostra foi similar ao constatado para os provetes da fase 1 expostos

durante 3 meses em solução salina às diversas temperaturas e imersos em água desmineralizada a

40 e 60 ºC. Comparando com os provetes da fase 2, o resultado foi equivalente ao observado para os

provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 20 ºC, durante 6 meses.

A análise mecânica dos provetes reflectiu a influência dos efeitos higrotérmicos na durabilidade do

material GFRP em estudo e o seu comportamento elástico-linear. A temperatura reafirmou-se como

um agente de degradação influente, quando actua em sinergia com a água, sendo a degradação do

material GFRP mais expressiva nos ambientes de exposição a temperaturas mais elevadas.

Analisando a tensão de rotura em ambientes de exposição semelhantes, as maiores reduções

ocorreram à temperatura de 60º C, seguindo-se o decréscimo da tensão de rotura constatado nos

provetes expostos a 40º C e, por fim, a perda de resistência do material GFRP colocado em

ambientes à temperatura de 20º C.

Para além do impacte da temperatura, os provetes de GFRP imersos em solução salina

apresentaram reduções inferiores da tensão de rotura, quando comparados com os resultados

obtidos para imersões em água desmineralizada a temperaturas equivalentes. A presença de NaCl

dificultou a difusão da água pela matriz, comprovada pelas menores variações da taxa de absorção

dos provetes imersos em solução salina, e acabando por favorecer a durabilidade do material GFRP

ensaiado.

O comportamento ao corte interlaminar, que depende maioritariamente da interface matriz-fibras,

apresentou reduções significativas em alguns ambientes. Ao fim de 18 meses de exposição, os

provetes em ambientes com temperaturas de 60 ºC perderam cerca de 43% do valor inicial da tensão

de rotura. Isto pode ser devido a processos de hidrólise e a fenómenos de plasticização, que

favorecem a ocorrência de delaminações e a desagregação da matriz, resultando na diminuição da

capacidade desta em transmitir as tensões entre as fibras. No caso dos provetes imersos a 20 ºC,

denotou-se uma ligeira recuperação da tensão de rotura, após 12 e 18 meses de exposição, em

comparação com os provetes ensaiados durante os primeiros 9 meses de imersão. Isto pode ser

resultante de fenómenos de pós-cura.

O desempenho do material GFRP à flexão apresentou reduções mais expressivas na sua tensão de

rotura nas imersões em água desmineralizada a 40 ºC e de forma ainda mais acentuada a 60 ºC.

Neste último caso, verificou-se uma elevada diminuição da tensão de rotura logo após os 6 meses de

exposição de 22,8% em relação à colheita anterior. Ao se comparar com os resultados dos provetes

não envelhecidos, a redução da tensão foi de 31 e 39% em relação ao primeiro e ao segundo grupo

de provetes não envelhecidos testados, respectivamente. A resposta à solicitação da flexão depende

do desempenho da matriz e das fibras. O acompanhamento da redução da tensão de rotura pela

diminuição da deformação na rotura e do módulo de elasticidade indica que a degradação não ocorre


125

necessariamente nas fibras, devendo-se essencialmente à perda de capacidade da matriz em

transmitir os esforços entre as fibras. Este facto corrobora também o motivo pelo qual se verifica uma

quebra acentuada dos valores durante um primeiro período, mais curto consoante maior é a

temperatura, tempo após o qual a redução dos valores é menos acentuada. Esta justificação é ainda

consistente com o decréscimo do desempenho observado ao corte interlaminar.

A resposta do material GFRP à tracção, cujo comportamento é o mais dependente das fibras,

demonstrou ir ao encontro do evidenciado pelos resultados dos outros ensaios mecânicos. No caso

da imersão em água desmineralizada a 60 ºC, onde a degradação da matriz foi muito célere, após 18

meses de exposição a tensão de rotura apresentava uma redução de 40%. No entanto, após 6 meses

de exposição, a tensão de rotura já era 36% inferior à inicial, observando-se uma diminuição dos

valores bastante mais gradual após este período. A evolução da tensão de rotura à tracção corrobora

a redução da capacidade da matriz em distribuir os esforços pelas fibras. Caso a diminuição do

desempenho resultasse maioritariamente da degradação das fibras, seria expectável que a tensão de

rotura à tracção continuasse a diminuir de forma constante, ao invés da situação observada após os 6

meses de exposição. Apesar de as fibras poderem sofrer alguma degradação ao longo do tempo, a

sua durabilidade é muito elevada quando comparada com a da matriz.

Os provetes protegidos apresentaram valores da tensão de rotura inferiores aos constatados para os

provetes da fase 1, nos ensaios ao corte interlaminar e à flexão. Os resultados acabam por estar em

conformidade com a evolução da taxa de absorção para cada tipo de provete, comprovando

novamente a influência da água na degradação do material em estudo. Somente na tensão de rotura

à tracção é que os provetes protegidos apresentaram valores superiores podendo, contudo, o

revestimento de protecção ter contribuído com alguma resistência. A diferença de valores entre os

provetes protegidos e os da fase 1, nomeadamente no caso da tensão de rotura à flexão para a qual

os provetes protegidos apresentam um valor 0,6% inferior, não são muito relevantes. Em todo o caso,

para que seja possível validar se a exposição directa das faces de cortadas durante a preparação dos

provetes influi conservadoramente nos resultados, é necessário aprofundar futuramente a

investigação.

Abordando o tema da reversibilidade, os provetes de secagem apresentaram, regra geral, valores

bastante superiores aos obtidos para os provetes da fase 1 e para os protegidos. Relativamente aos

provetes da fase 1, a maior diferença registou-se na tensão de rotura à flexão após imersão a 20 ºC

em água desmineralizada, cujo valor foi 13,2% superior. Quanto aos provetes protegidos, a maior

divergência verificou-se na tensão de rotura ao corte depois da imersão a 40 ºC em água

desmineralizada, apresentando os provetes de secagem um valor 29,3% superior No caso da

imersão em água desmineralizada a 20 ºC, a tensão de rotura à flexão foi até bastante similar à

obtida para o segundo grupo de provetes não envelhecidos, sendo o valor apenas 2 % inferior. É de

realçar ainda que os provetes de secagem também foram os que apresentaram as maiores taxas de

absorção de água. O material GFRP em estudo demonstrou uma capacidade reversível do


126

desempenho reduzido durante a exposição aos agentes de degradação, o que é consistente com a

bibliografia consultada.

Os provetes envelhecidos em condições naturais durante 12 meses apresentaram resistências

superiores aos provetes da fase 1 em envelhecimento acelerado durante 3 meses, à excepção da

tensão de rotura dos provetes imersos em solução salina. Relativamente aos provetes da fase 2,

apenas os provetes de secagem imersos em água desmineralizada a 20 ºC durante 6 meses

obtiveram resultados superiores e somente na tensão de rotura à tracção. Tais resultados levam a

deduzir que os dados obtidos durante os ensaios dos provetes expostos a ambientes acelerados

poderão equivaler a anos de exposição em condições de envelhecimento natural. Em todo o caso, é

importante consolidar esta afirmação com os restantes 9 anos de exposição do material em estudo às

condições reais da região de Lisboa.

Os efeitos de degradação provocados pelos diversos ambientes de envelhecimento podem ser

atenuados através da melhoria das características das fibras e da matriz. Por exemplo, um processo

de cura da matriz mais cuidado pode aumentar a resistência do material em estudo à difusão da

humidade e fortalecer a ligações químicas da matriz e da interface matriz-fibras. A porosidade pode

ser ainda reduzida através da introdução de fillers, como material de enchimento. Também a

ocorrência de tensões internas, devido a variações diferenciais de volume motivadas pela alteração

da temperatura, pode ser minorada através da compatibilização dos coeficientes de dilatação térmica

da matriz e das fibras. Todavia, algumas melhorias propostas conduzem a um aumento do custo de

fabrico.

6.2 Perspectivas de desenvolvimentos futuros

O trabalho de investigação desenvolvido contribuiu para aprofundar o conhecimento sobre a

durabilidade dos perfis pultrudidos de GFRP com matriz de poliéster insaturado e ajudar a esclarecer

algumas questões relativas à reversibilidade do desempenho e à influência da protecção superficial

na resistência à degradação do material. Contudo, o estado do conhecimento sobre a durabilidade do

material em estudo ainda carece de inúmeros esclarecimentos, sugerindo-se neste subcapítulo

alguns temas de investigação futura.

A investigação realizada até à data deverá ser continuada. Para além da análise da durabilidade dos

provetes da fase 1 para períodos de exposição ainda mais alargados, há também todo o interesse em

se aprofundar a influência da protecção lateral e a reversibilidade das características através de um

processo de secagem. Para tal, sugere-se a realização dos mesmos ensaios de caracterização em

provetes expostos durante um período mais alargado e a comparação dos resultados com os obtidos

no decorrer da investigação até à data.


127

Em investigações futuras, também deverão ser estudados os efeitos relativos a outros agentes de

degradação, referidos no capítulo 3, e que não foram alvo do presente estudo. Sugere-se que se

amplie o conhecimento da influência na durabilidade dos perfis pultrudidos de GFRP com matriz de

poliéster de factores como a fadiga, a fluência, os ambientes alcalinos, a acção gelo-degelo e a

exposição ao fogo e se analisem ainda os efeitos sinergéticos da actuação conjunta dos diversos

agentes de degradação. Para além disto, considera-se muito relevante que se realize a análise da

durabilidade a diversos ambientes de envelhecimento em conjunto com aplicações de carga, situação

que ocorre na generalidade das utilizações de carácter estrutural na construção.

Constatou-se que o nível de cura da matriz pode desempenhar um papel relevante na durabilidade do

material. Durante a investigação, observaram-se melhorias de desempenho que foram atribuídas, em

parte, a possíveis fenómenos de pós-cura. Poderá ser interessante voltar a envelhecer o material nos

mesmos ambientes e garantindo que desta vez o mesmo se encontra devidamente curado. Outro

tópico que poderá estar relacionado é a análise da influência do processo de fabrico dos perfis de

GFRP na sua durabilidade.

O envelhecimento natural dos provetes contribuiu ainda para um conjunto de dados reduzido. Será

interessante continuar a avaliação da influência das condições naturais da região de Lisboa durante

os próximos 9 anos e correlacionar os resultados com os obtidos nos diversos ambientes acelerados.

Para além da análise da resistência mecânica efectuada durante a presente dissertação, sugere-se o

estudo do impacte da radiação ultravioleta nos provetes envelhecidos em condições naturais e a

comparação dos resultados com os obtidos no decorrer da investigação em condições controladas.

Com base no conhecimento aprofundado sobre a durabilidade dos perfis pultrudidos de GFRP com

matriz de poliéster e da continuada análise da degradação em envelhecimento natural, será

interessante desenvolver um modelo de previsão da durabilidade do material, à semelhança do que

acontece para o betão.

Outro tema a considerar em investigações futuras é a variedade de matrizes com que um perfil de

GFRP poderá ser constituído, para além do poliéster insaturado, como por exemplo o viniléster. Um

estudo comparativo entre perfis de GFRP compostos pelos tipos de matrizes mais comercializadas e

sobre os seus desempenhos aos agentes de degradação poderá contribuir para aumentar

conhecimento sobre este tipo de compósitos e fortalecer a confiança sobre a sua aplicabilidade

estrutural.

À semelhança do que acontece em relação aos materiais tradicionais, apesar da elevada durabilidade

dos perfis de GFRP, ocorre uma diminuição das suas propriedades ao longo do tempo e de acordo

com os agentes de degradação a que o material esteja sujeito. Haverá, portanto, a necessidade de se

realizarem inspecções periódicas e de manutenção, mesmo que seja reduzida durante o tempo de

serviço. Com o aprofundar do conhecimento sobre a durabilidade dos perfis de GFRP, sugere-se a


128

elaboração de um manual que aconselhe a periodicidade das inspecções a realizar durante o tempo

de serviço e a manutenção mais adequada ao material.

Por último, apesar de existirem já algumas normas referentes à utilização de perfis de GFRP, a

informação ainda é limitada sobre várias questões relacionadas com a durabilidade. Aliado a este

facto, a informação disponível encontra-se dispersa e é de difícil acesso. Sugere-se a compilação da

informação mais relevante e a comparação das características dos perfis de GFRP, da sua

durabilidade e da sua sustentabilidade económica com os materiais tradicionais.


A.1

Anexos

ANEXOS

A.2

Anexo 1 – Caracterização inicial do material GFRP

Quadro A1.1 – Valores percentuais de fibra de vidro existente nos provetes

Provete % fibra de vidro

1 70%

2 67%

3 69%

Média 68%

Quadro A1.2 – Massa volúmica

Nº Provete M M-m ρli ρprovete ρmédia

(g) (g) (g/cm3) (g/cm

3) (g/cm

3)

1 4,03934 2,08351 0,998 1,935 1,87

2 3,91048 2,01679 0,998 1,935 ±

3 3,57867 2,05412 0,998 1,739 0,11


A.3

Anexo 2 – Absorção de água

Figura A2.1 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes imersos em água desmineralizada a 20 ºC



ANEXOS

A.4

Figura A2.4 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes imersos em solução salina a 20 ºC




A.5

Figura A2.7 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 20 ºC

Figura A2.8 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 40 ºC

Figura A2.9 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes totalmente protegidos imersos em água desmineralizada a 20 ºC

ANEXOS

A.6

Figura A2. 10 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes totalmente protegidos imersos em água desmineralizada a 40 ºC

Figura A2.11 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes de secagem imersos em água desmineralizada a 20 ºC

Figura A2.12 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes de secagem imersos em água desmineralizada a 40 ºC


A.7

Figura A2.13 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes protegidos em condensação em contínuo a 40 ºC

Figura A2.14 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes totalmente protegidos em condensação em contínuo a 40 ºC

Figura A2. 15 – Variação de massa ao longo do tempo para provetes de secagem em condensação em contínuo a 40 ºC

ANEXOS

A.8

Anexo 3 – Análise mecânica dinâmica (DMA)

Quadro A3.1 – Resultados da temperatura de transição vítrea para provetes não envelhecidos

Provete

Temperatura de transição vítrea (ºC)

tan δ

E' E''

Início Meio Fim

Não Envelhecidos

1 145,1 101,8 137,8 161,3 132,5

2 148,7 123,4 143,9 166,0 133,5

3 144,5 106,1 136,1 161,5 129,4

Média 146,1 110,4 139,3 162,9 131,8

Desvio-Padrão 2,3 11,4 4,1 2,7 2,1

Quadro A3.2 – Resultados da temperatura de transição vítrea para provetes envelhecidos em imersão em água desmineralizada durante 3 meses

Temperatura de imersão (ºC)

Provete


tan δ E'

E'' Início Meio Fim

20

1 143,5 101,5 135,1 159,8 127,2

2 144,2 100,9 133,6 159,7 128,4

3 145,2 75,6 132,1 160,8 128,2

Média 144,3 92,7 133,6 160,1 127,9

Desvio-Padrão 0,9 14,8 1,5 0,6 0,6

40

1 154,2 110,5 140,2 164,3 132,9

2 153.9 106,6 143,5 166,5 135,7

3 143,8 105,5 135,0 161,8 130,8

Média 149,0 107,5 139,6 164,2 133,1

Desvio-Padrão 7,4 2,6 4,3 2,4 2,5

60

1 158,6 105,3 129,9 163,5 126,6

2 133,7 97,7 126,0 162,0 122,8

3 142,3 96,3 126,4 161,5 124,3

Média 144,9 99,8 127,4 162,3 124,6

Desvio-Padrão 12,6 4,8 2,1 1,0 1,9


A.9



Provete


tan δ

E'


20

1 131,8 98,2 123,5 155,0 118,3

2 148,3 72,0 113,6 161,1 122,1

3 130,8 96,1 120,5 151,3 117,2

Média 137,0 88,8 119,2 155,8 119,2

Desvio-Padrão 9,8 14,6 5,1 4,9 2,6

40

1 131,8 95,0 122,2 155,2 118,6

2 129,1 99,0 119,2 152,5 116,7

3 131,9 95,8 122,1 156,0 118,9

Média 130,9 96,6 121,2 154,6 118,1

Desvio-Padrão 1,6 2,1 1,7 1,8 1,2

60

1 164,1 96,5 124,7 163,2 123,8

2 131,2 97,1 123,2 159,2 120,4

3 163,8 103,9 125,5 164,9 123,0

Média 153,0 99,2 124,5 162,4 122,4

Desvio-Padrão 18,9 4,1 1,2 2,9 1,8



Provete


tan δ E'


20

1 123,9 89,7 118,4 139,1 109,3

2 120,3 98,2 117,4 138,9 112,1

3 - - - - -

Média 122,1 94,0 117,9 139,0 110,7

Desvio-Padrão 2,5 6,0 0,7 0,1 2,0

40

1 126,9 93,6 118,6 148,1 115,9

2 125,7 89,2 123,0 147,5 110,0

3 126,8 88,1 119,9 143,2 114,3

Média 126,5 90,3 120,5 146,3 113,4

Desvio-Padrão 0,7 2,9 2,3 2,7 3,1

60

1 131,2 96,6 122,1 155,4 118,5

2 128,0 88,0 121,4 151,4 116,2

3 168,3 94,0 126,5 158,9 199,0

Média 142,5 92,9 123,3 155,2 144,6

Desvio-Padrão 22,4 4,4 2,8 3,8 47,2

ANEXOS

A.10



Provete


tan δ E'


20

1 145,5 91,8 133,1 161,9 127,0

2 147,0 101,5 138,7 163,9 131,8

3 138,1 94,6 130,0 156,7 125,8

Média 143,5 96,0 133,9 160,8 128,2

Desvio-Padrão 4,8 5,0 4,4 3,7 3,2

40

1 135,5 99,0 128,3 158,5 123,3

2 153,1 98,6 131,8 164,7 127,6

3 156,5 106,9 136,7 166,8 129,3

Média 148,4 101,5 132,3 163,3 126,7

Desvio-Padrão 11,3 4,7 4,2 4,3 3,1

60

1 168,5 101,4 141,2 172,4 132,5

2 166,4 104,3 141,6 172,0 134,1

3 166,6 104,6 149,0 172,9 137,4

Média 167,2 103,4 143,9 172,4 134,7

Desvio-Padrão 1,2 1,8 4,4 0,5 2,5



Provete


tan δ E'


20

1 132,6 94,1 124,8 151,1 121,9

2 144,5 87,8 135,8 162,8 126,8

3 - - - - -

Média 138,6 91,0 130,3 157,0 124,4

Desvio-Padrão 8,4 4,5 7,8 8,3 3,5

40

1 158,7 99,6 135,5 167,6 128,9

2 160,9 108,0 144,3 169,7 129,6

3 158m4 109,9 131,9 166,6 123,8

Média 159,8 105,8 137,2 168,0 127,4

Desvio-Padrão 1,6 5,5 6,4 1,6 3,2

60

1 168,9 177,3 156,6 175,3 138,6

2 169,2 110,8 152,2 174,9 136,5

3 170,9 125,9 158,7 175,4 138,4

Média 169,7 138,0 155,8 175,2 137,8

Desvio-Padrão 1,1 34,9 3,3 0,3 1,2


A.11

Quadro A3.7 – Resultados da temperatura de transição vítrea para provetes envelhecidos em imersão em solução salina durante 3 meses


Provete


tan δ E'


20

1 142,5 96,5 132,0 157,2 128,0

2 153,4 110,1 144,9 164,0 127,4

3 136,8 93,3 130,6 155,5 128,1

Média 144,2 100,0 135,8 158,9 127,8

Desvio-Padrão 8,4 8,9 7,9 4,5 0,4

40

1 152,9 104,0 140,4 167,0 135,6

2 144,0 103,1 133,3 160,2 131,7

3 152,2 104,8 135,6 163,7 130,7

Média 149,7 104,0 136,4 163,6 132,7

Desvio-Padrão 4,9 0,9 3,6 3,4 2,6

60

1 162,6 109,1 150,6 171,7 128,4

2 161,9 98,1 149,1 170,4 136,1

3 162,5 98,5 131,1 165,4 127,5

Média 162,3 101,9 143,6 169,2 130,7

Desvio-Padrão 0,4 6,2 10,9 3,3 4,7



Provete


tan δ

E'


20

1 134,0 89,6 122,3 151,4 119,1

2 139,4 104,1 129,1 157,1 123,1

3 136,1 92,2 132,1 154,7 123,6

Média 136,5 95,3 127,8 154,4 121,9

Desvio-Padrão 2,7 7,7 5,0 2,9 2,5

40

1 135,4 99,2 127,3 155,5 123,9

2 156,3 120,3 147,2 167,1 129,0

3 150,7 95,2 130,0 162,9 125,2

Média 147,5 104,9 134,8 161,8 126,0

Desvio-Padrão 10,8 13,5 10,8 5,9 2,7

60

1 165,6 94,2 125,3 160,1 121,6

2 163,5 90,7 149,6 170,9 124,5

3 135,1 101,8 124,5 160,2 121,4

Média 154,7 95,6 133,1 163,7 122,5

Desvio-Padrão 17,0 5,7 14,3 6,2 1,7

ANEXOS

A.12



Provete


tan δ E'


20

1 121,9 99,2 113,5 148,4 110,4

2 126,1 91,1 121,6 151,2 113,0

3 124,1 111,0 123,8 153,5 113,1

Média 124,0 100,4 119,6 151,0 112,2

Desvio-Padrão 2,1 10,0 5,4 2,6 1,5

40

1 127,1 101,2 122,5 152,2 114,3

2 128,8 99,7 122,1 155,0 117,3

3 125,4 84,6 119,2 147,3 115,4

Média 127,1 95,2 121,3 151,5 115,7

Desvio-Padrão 1,7 9,2 1,8 3,9 1,5

60

1 129,5 95,5 122,0 154,2 118,1

2 114,6 91,4 156,9 174,1 106,4

3 127,6 103,6 123,8 155,3 117,8

Média 123,9 96,8 134,2 161,2 114,1

Desvio-Padrão 8,1 6,2 19,7 11,2 6,7



Provete


tan δ E'


20

1 146,5 109,9 136,6 161,3 130,7

2 144,2 97,8 130,6 159,0 127,6

3 145,6 101,9 135,4 160,0 127,8

Média 145,4 103,2 134,2 160,1 128,7

Desvio-Padrão 1,2 6,2 3,2 1,2 1,7

40

1 161,0 102,2 153,2 170,2 133,6

2 158,9 110,4 134,4 166,7 132,1

3 153,9 112,6 134,4 165,8 130,6

Média 157,9 108,4 140,7 167,6 132,1

Desvio-Padrão 3,6 5,5 10,9 2,3 1,5

60

1 169,1 126,6 157,0 174,5 141,3

2 166,7 114,2 142,2 172,7 135,7

3 168,5 105,6 149,6 173,5 132,0

Média 168,1 115,5 149,6 173,6 136,3

Desvio-Padrão 1,2 10,6 7,4 0,9 4,7


A.13



Provete


tan δ E'


20

1 142,9 116,7 132,7 160,0 128,2

2 145,1 94,7 130,7 158,4 127,1

3 142,3 99,1 140,3 161,8 127,2

Média 143,4 103,5 134,6 160,1 127,5

Desvio-Padrão 1,5 11,6 5,1 1,7 0,6

40

1 162,5 106,1 150,9 171,3 131,3

2 158,4 99,1 130,8 165,4 125,9

3 159,9 98,0 149,3 170,5 130,9

Média 160,3 101,1 143,7 169,1 129,4

Desvio-Padrão 2,1 4,4 11,2 3,2 3,0

60

1 170,0 116,5 158,5 175,0 138,2

2 172,1 126,7 160,5 175,3 150,6

3 171,4 122,4 160,5 176,1 148,4

Média 171,2 121,9 159,8 175,5 145,7

Desvio-Padrão 1,1 5,1 1,2 0,6 6,6

Quadro A3.12 – Resultados da temperatura de transição vítrea para provetes protegidos envelhecidos em imersão em água desmineralizada durante 6 meses


Provete


tan δ E'


20

1 137,3 96,4 128,7 155,6 123,0

2 - - - - -

3 139,6 104,4 136,3 160,2 123,9

Média 138,5 100,4 132,5 157,9 123,5

Desvio-Padrão 1,6 5,7 5,4 3,3 0,6

40

1 142,6 90,2 131,9 158,4 124,1

2 149,1 102,3 135,7 163,9 123,8

3 153,7 85,4 146,1 167,6 128,0

Média 148,5 92,6 137,9 163,3 125,3

Desvio-Padrão 5,6 8,7 7,4 4,6 2,3

ANEXOS

A.14

Figura A3.1 – Evolução das curvas E’, E’’ e tan δ do provete protegido 2 imerso em água desmineralizada

a 20 ºC, desconsiderado da amostra

Quadro A3.13 – Resultados da temperatura de transição vítrea para provetes de secagem envelhecidos em imersão em água desmineralizada durante 6 meses


Provete


tan δ E'


20

1 151,2 108,4 149,1 165,4 139,4

2 149,3 106,1 142,3 163,9 135,3

3 148,1 108,7 138,7 161,8 135,1

Média 149,5 107,7 143,4 163,7 136,6

Desvio-Padrão 1,6 1,4 5,3 1,8 2,4

40

1 155,3 126,2 147,0 166,6 139,1

2 152,8 115,2 148,4 167,9 138,8

3 158,5 124,9 156,6 170,4 142,6

Média 155,5 122,1 150,7 168,3 140,2

Desvio-Padrão 2,9 6,0 5,2 1,9 2,1

Quadro A3.14 – Resultados da temperatura de transição vítrea para provetes envelhecidos em condensação em contínuo a 40 ºC durante 6 meses

Condensação em contínuo (ºC)

Provete


tan δ E'


40

1 155,8 70,6 135,5 165,7 113,8

2 124,1 89,5 117,3 148,5 113,7

3 149,2 94,3 117,0 153,9 108,0

Média 143,0 84,8 123,3 156,0 111,8

Desvio-Padrão 16,7 12,5 10,6 8,8 3,3

Mó

du

lo d

e a

rmaze

nam

en

to (

MP

a)

Mó

du

lo d

e p

erd

a (

MP

a)

Ta

n δ

Temperatura (ºC)


A.15

Quadro A3.15 – Resultados da temperatura de transição vítrea para provetes protegidos envelhecidos em condensação em contínuo a 40 ºC durante 6 meses


Provete


tan δ

E'


40

1 155,1 102,2 132,7 166,0 -

2 153,1 62,0 79,0 124,4 -

3 156,2 90,6 140,5 161,0 -

Média 154,8 84,9 117,4 150,5 #DIV/0!

Desvio-Padrão 1,6 20,7 33,5 22,7 #DIV/0!

Quadro A3.16 – Resultados da temperatura de transição vítrea para provetes de secagem envelhecidos em condensação em contínuo a 40 ºC durante 6 meses


Provete


tan δ

E'


40

1 158,0 135,1 148,2 170,3 139,3

2 156,6 110,8 147,8 168,1 139,7

3 154,5 117,7 147,2 167,0 139,6

Média 156,4 121,2 147,7 168,5 139,5

Desvio-Padrão 1,8 12,5 0,5 1,7 0,2

Quadro A3.17 – Resultados da temperatura de transição vítrea para provetes em envelhecimento natural durante 12 meses


Provete


tan δ E'


12 meses

1 142,4 97,4 133,7 157,2 130,5

2 146,6 106,7 141,4 163,4 130,6

3 146,0 97,5 137,4 161,3 131,7

Média 145,0 100,5 137,5 160,6 130,9

Desvio-Padrão 2,3 5,3 3,9 3,2 0,7

ANEXOS

A.16

Anexo 4 – Ensaio ao corte interlaminar

Quadro A4.1 – Resultados dos ensaios de corte interlaminar a provetes não envelhecidos

Provete Fsbs (MPa)

0C1 41,05

0C2 40,41

0C3 39,26

0C4 37,30

0C5 34,39

Média 38,48

Desvio-padrão 2,69


A.17

Quadro A4.2 – Resultados dos ensaios de corte interlaminar realizados a provetes imersos em água desmineralizada durante 18 meses de campanha experimental

Tempo de envelhecimento

Temperatura do ambiente de envelhecimento (ºC)

20 40 60

Provete Fsbs

(MPa) Provete

Fsbs (MPa)

Provete Fsbs

(MPa)

3 meses

1.1C1 30,88 1.2C6 35,16 1.3C1 24,26

1.1C2 34,39 1.2C10 31,90 1.3C4 23,29

1.1C3 26,89 1.2C17 32,79 1.3C9 20,02

1.1C4 30,95 1.2C24 30,71 1.3C17 24,34

1.1C5 31,17 1.2C29 30,81 1.3C22 23,20

Média 30,86 Média 32,27 Média 23,02

Desvio-padrão 2,66 Desvio-padrão 1,82 Desvio-padrão 1,76

6 meses

1.1C1 31,50 1.2C6 31,46 1.3C1 19,20

1.1C2 33,96 1.2C10 26,53 1.3C4 20,17

1.1C3 33,91 1.2C17 26,38 1.3C9 20,49

1.1C4 32,03 1.2C24 27,62 1.3C17 19,22

1.1C5 32,79 1.2C29 28,82 1.3C22 23,46



9 meses

1.1C17 31,28 1.2C1 23,15 1.3C5 21,92

1.1C20 31,26 1.2C3 25,97 1.3C14 20,84

1.1C22 25,56 1.2C5 26,89 1.3C24 19,57

1.1C26 29,70 1.2C11 21,85 1.3C26 20,08

1.1C29 32,37 1.2C18 21,12 1.3C27 18,32



12 meses

1.1C11 31,32 1.2C7 25,74 1.3C3 21,30

1.1C16 31,50 1.2C15 25,36 1.3C15 21,48

1.1C18 27,58 1.2C16 25,70 1.3C19 22,04

1.1C21 33,38 1.2C26 27,48 1.3C21 19,02

1.1C24 31,69 1.2C28 26,44 1.3C28 20,93



18 meses

1.1C12 33,24 1.2C8 32,48 1.3C11 21,68

1.1C19 34,39 1.2C9 23,75 1.3C13 21,40

1.1C23 31,78 1.2C12 26,10 1.3C20 22,84

1.1C27 35,39 1.2C25 27,35 1.3C29 23,41

1.1C28 33,29 1.2C27 28,10 1.3C30 21,93



ANEXOS

A.18

Quadro A4.3 – Resultados dos ensaios de corte interlaminar realizados a provetes imersos em solução salina durante 18 meses de campanha experimental



20 40 60

Provete Fsbs

(MPa) Provete

Fsbs (MPa)

Provete Fsbs

(MPa)

3 meses

2.1C1 25,56 2.2C5 27,67 2.3C4 23,98

2.1C2 28,80 2.2C10 33,19 2.3C8 27,43

2.1C3 34,51 2.2C13 30,76 2.3C9 24,61

2.1C4 34,66 2.2C14 32,85 2.3C11 19,13

2.1C5 33,75 2.2C23 35,33 2.3C18 26,20



6 meses

2.1C1 29,68 2.2C5 27,81 2.3C4 20,91

2.1C2 30,33 2.2C10 31,43 2.3C8 20,88

2.1C3 29,80 2.2C13 27,20 2.3C9 23,79

2.1C4 28,20 2.2C14 33,38 2.3C11 20,01

2.1C5 33,93 2.2C23 32,73 2.3C18 20,40



9 meses

2.1C14 30,31 2.2C15 26,50 2.3C1 21,76

2.1C16 31,18 2.2C20 23,66 2.3C15 23,89

2.1C19 31,86 2.2C22 27,50 2.3C17 20,95

2.1C21 34,57 2.2C29 24,59 2.3C21 19,46

2.1C29 30,11 2.2C30 27,47 2.3C24 20,85



12 meses

2.1C12 28,99 2.2C3 26,85 2.3C2 22,21

2.1C18 33,58 2.2C21 29,40 2.3C16 23,12

2.1C20 31,17 2.2C24 26,38 2.3C20 21,93

2.1C22 43,25 2.2C25 29,41 2.3C23 22,62

2.1C26 29,85 2.2C27 26,87 2.3C29 24,38



18 meses

2.1C15 31,44 2.2C3 27,49 2.3C5 20,88

2.1C17 31,00 2.2C9 30,20 2.3C10 23,72

2.1C24 32,65 2.2C11 19,73 2.3C12 22,28

2.1C27 32,61 2.2C26 26,04 2.3C27 21,17

2.1C28 32,39 2.2C28 25,55 2.3C30 22,37




A.19

Quadro A4.4 – Resultados dos ensaios de corte interlaminar realizados a provetes protegidos imersos em água desmineralizada durante 6 meses



20 40

Provete Fsbs (MPa) Provete Fsbs (MPa)

6 meses

1.1PC1 29,80 1.2PC1 27,00

1.1PC2 31,48 1.2PC2 25,28

1.1PC3 29,10 1.2PC3 22,00

1.1PC4 28,81 1.2PC4 28,36

1.1PC5 30,74 1.2PC13 26,17

Média 29,99 Média 25,76

Desvio-padrão 1,12 Desvio-padrão 2,39

Quadro A4.5 – Resultados dos ensaios de corte interlaminar realizados a provetes de secagem imersos em água desmineralizada durante 6 meses



20 40


6 meses

1.1SC1 28,42 1.2SC1 32,99

1.1SC2 35,23 1.2SC2 35,05

1.1SC3 35,37 1.2SC3 30,68

1.1SC5 34,06 1.2SC6 32,08

1.1SC11 30,25 1.2SC15 35,68



Quadro A4.6 – Resultados dos ensaios de corte interlaminar realizados a provetes da fase 1 expostos a condensação em contínuo a 40 ºC


3 meses 6 meses 9 meses

Provete Fsbs (MPa) Provete Fsbs (MPa) Provete Fsbs (MPa)

3C1 28,39 3C6 31,32 3C11 24,33

3C2 22,60 3C7 29,51 3C12 28,01

3C3 24,34 3C8 27,23 3C13 24,30

3C4 26,42 3C9 26,46 3C14 24,32

3C5 27,06 3C10 29,91 3C15 23,99



ANEXOS

A.20

Quadro A4.7 – Resultados dos ensaios de corte interlaminar realizados a provetes protegidos e de secagem expostos a condensação em contínuo a 40 ºC durante 6 meses


Tipo de provete

Protegidos Secagem


6 meses

1.3PC3 26,83 1.3SC6 32,76

1.3PC6 29,90 1.3SC7 31,11

1.3PC7 23,69 1.3SC8 28,02

1.3PC8 26,02 1.3SC9 29,66

1.3PC9 30,44 1.3SC10 28,76



Quadro A4.8 – Resultados dos ensaios de corte interlaminar realizados a provetes em envelhecimento natural durante 12 meses



Provete Fsbs (MPa)

12 meses

8C5 33,54

8C6 36,03

8C7 39,54

8C8 33,21

8C9 38,87

Média 36,24

Desvio-padrão 2,93

Figura A4.1 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de corte interlaminar de provetes imersos em água desmineralizada a 20 ºC durante 12 meses

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.1 C 11

1.1 C 16

1.1 C 18

1.1 C 21

1.1 C 24


A.21



Figura A4.4 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de corte interlaminar de provetes imersos em solução salina a 20 ºC durante 12 meses

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.2 C 7

1.2 C 15

1.2 C 16

1.2 C 26

1.2 C 28

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.3 C 3

1.3 C 15

1.3 C 19

1.3 C 21

1.3 C 28

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

2.1 C 12

2.1 C 18

2.1 C 20

2.1 C 22

2.1 C 26

ANEXOS

A.22




0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

2.2 C 3

2.2 C 21

2.2 C 24

2.2 C 25

2.2 C 27

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

2.3 C 2

2.3 C 16

2.3 C 20

2.3 C 23

2.3 C 29

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.1 C 12

1.1 C 19

1.1 C 23

1.1 C 27

1.1 C 28


A.23




0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.2 C 8

1.2 C 9

1.2 C 12

1.2 C 25

1.2 C 27

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.3 C 11

1.3 C 13

1.3 C 20

1.3 C 29

1.3 C 30

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

2.1 C 15

2.1 C 17

2.1 C 24

2.1 C 27

2.1 C 28

ANEXOS

A.24



Figura A4.13 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de corte interlaminar de provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 20 ºC durante 6 meses

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

2.2 C 3

2.2 C 9

2.2 C 11

2.2 C 26

2.2 C 28

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

0 0,5 1 1,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

2.3 C 5

2.3 C 10

2.3 C 12

2.3 C 27

2.3 C 30

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 0,5 1 1,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.1 P C 1

1.1 P C 2

1.1 P C 3

1.1 P C 4

1.1 P C 5


A.25

Figura A4.14 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de corte interlaminar de provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 40 ºC durante 6 meses

Figura A4.15 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de corte interlaminar de provetes protegidos em condensação em contínuo a 40 ºC durante 6 meses

Figura A4.16 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de corte interlaminar de provetes de secagem imersos em água desmineralizada a 20 ºC durante 6 meses

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.2 P C 1

1.2 P C 2

1.2 P C 3

1.2 P C 4

1.2 P C 13

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.3 P C 3

1.3 P C 6

1.3 P C 7

1.3 P C 8

1.3 P C 9

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.1 S C 1

1.1 S C 2

1.1 S C 3

1.1 S C 5

1.1 S C 11

ANEXOS

A.26

Figura A4.17 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de corte interlaminar de provetes de secagem imersos em água desmineralizada a 40 ºC durante 6 meses

Figura A4.18 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de corte interlaminar de provetes de secagem em condensação em contínuo a 40 ºC durante 6 meses

Figura A4.19 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de corte interlaminar de provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.2 S C 1

1.2 S C 2

1.2 S C 3

1.2 S C 6

1.2 S C 15

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

1.3 S C 6

1.3 S C 7

1.3 S C 8

1.3 S C 9

1.3 S C 10

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5

Fo

rça (

KN

)

Deformação (mm)

8 C 5

8 C 6

8 C 7

8 C 8

8 C 9


A.27

Anexo 5 – Ensaio à flexão

Quadro A5.1 – Resultados dos ensaios de flexão a provetes não envelhecidos

Provete b (mm) h (mm) σfu (MPa) εfu (%) Ef (GPa)

0F1 15,80 4,29 329,59 0,04 12,72

0F2 14,64 4,26 412,55 0,04 16,34

0F3 14,90 4,88 497,01 0,03 24,48

0F4 14,87 5,31 386,11 0,03 16,70

0F5 15,40 4,73 460,62 0,02 29,59

Média 417,17 0,03 19,97

Desvio-Padrão 65,04 0,01 6,88

Provete b (mm) h (mm) σfu (MPa) εfu (%) Ef (GPa)

P 01 14,50 5,51 432,02 0,03 17,25

P 02 14,91 4,72 472,68 0,03 23,16

P 03 14,51 4,75 442,44 0,03 19,43

P 04 14,95 4,97 440,82 0,03 18,27

P 05 16,03 4,61 494,38 0,03 24,22

P 06 15,32 5,20 447,46 0,02 28,53

P 07 14,99 5,06 399,64 0,02 21,12

P 08 15,14 5,52 648,19 0,03 28,86

Média 472,20 0,03 22,60


ANEXOS

A.28

Quadro A5.2 – Resultados dos ensaios de flexão realizados a provetes imersos em água desmineralizada durante 3 meses

Temperatura de imersão (ºC) Provete b (mm) h (mm) σfu (MPa) εfu (%) Ef (GPa)

20

1.1F7 14,97 5,05 418,11 0,03 20,31

1.1F9 14,88 4,82 464,08 0,02 18,35

1.1F12 14,62 5,03 396,50 0,03 13,51

1.1F22 15,68 4,85 477,64 0,03 14,75

1.1F26 15,99 4,63 402,11 0,03 13,61

Média 431,69 0,03 16,11


40

1.2F18 14,87 4,88 432,82 0,02 15,80

1.2F20 14,78 4,81 392,58 0,02 15,35

1.2F23 16,41 4,77 440,02 0,02 16,73

1.2F26 14,87 4,75 449,37 0,02 20,17

1.2F30 14,89 5,37 417,71 0,03 17,07

Média 426,50 0,02 17,02


60

1.3F3 15,91 4,64 387,11 0,02 14,49

1.3F14 14,76 4,85 384,16 0,02 19,15

1.3F16 16,33 4,64 332,99 0,02 14,95

1.3F19 15,67 4,75 398,98 0,02 18,63

1.3F28 14,86 4,96 359,99 0,02 17,69

Média 372,65 0,02 16,98



A.29



20

1.1F2 16,04 4,63 407,77 0,03 15,11

1.1F6 16,59 4,82 415,27 0,03 14,71

1.1F20 14,77 5,03 378,26 0,03 14,74

1.1F27 14,77 4,85 417,81 0,03 16,42

1.1F29 14,85 4,63 424,78 0,02 23,05

Média 408,78 0,03 16,81


40

1.2F1 14,87 4,88 393,02 0,02 15,81

1.2F2 14,78 4,81 434,11 0,02 17,77

1.2F5 16,41 4,77 378,15 0,02 14,22

1.2F8 14,87 4,75 414,64 0,02 16,89

1.2F15 14,89 5,37 366,41 0,02 13,73

Média 397,27 0,02 15,68


60

1.3F1 15,25 5,01 237,54 0,02 14,67

1.3F9 15,57 4,76 319,59 0,02 12,82

1.3F15 15,72 5,09 300,64 0,02 16,46

1.3F18 15,79 4,97 273,59 0,02 12,81

1.3F21 16,10 4,99 307,79 0,02 16,01

Média 287,83 0,02 14,55


ANEXOS

A.30



20

1.1F13 16,06 4,88 449,37 0,03 15,27

1.1F24 14,83 4,82 435,53 0,03 18,76

1.1F25 15,92 5,03 403,55 0,03 13,89

1.1F28 16,10 4,85 383,87 0,02 15,54

Média 418,08 0,03 15,87


40

1.2F19 14,87 4,88 415,92 0,02 19,30

1.2F13 14,78 4,81 366,57 0,02 22,46

1.2F16 16,41 4,77 318,34 0,02 17,14

1.2F27 14,87 4,75 349,45 0,02 21,89

1.2F29 14,89 5,37 366,03 0,02 15,23

Média 363,26 0,02 19,20


60

1.3F2 15,59 4,84 309,56 0,02 18,52

1.3F5 15,63 4,79 284,85 0,02 17,82

1.3F7 16,24 5,14 275,87 0,02 18,54

1.3F17 14,84 4,59 289,02 0,02 15,95

1.3F29 14,86 4,96 325,14 0,02 18,09

Média 296,89 0,02 17,79



A.31



20

1.1F1 14,92 4,59 368,32 0,02 17,43

1.1F3 14,97 4,61 399,98 0,03 15,29

1.1F8 14,76 4,82 444,63 0,02 17,45

1.1F21 14,91 4,87 422,59 0,02 20,00

1.1F30 14,73 4,83 397,45 0,03 15,26

Média 406,59 0,02 17,09


40

1.2F3 15,81 5,33 446,90 0,02 24,19

1.2F7 14,66 5,24 298,74 0,02 11,60

1.2F11 14,91 4,74 330,37 0,02 13,65

1.2F19 15,61 4,76 419,22 0,02 15,80

1.2F24 14,97 4,93 378,50 0,02 14,10

Média 374,75 0,02 15,87


60

1.3F4 14,92 4,83 278,40 0,02 13,95

1.3F10 15,16 4,68 253,96 0,02 12,66

1.3F22 15,08 5,17 216,78 0,02 11,51

1.3F23 15,26 4,68 360,18 0,02 18,27

1.3F26 14,77 5,05 261,86 0,02 12,59

Média 274,24 0,02 13,79


ANEXOS

A.32



20

1.1F4 16,00 5,15 353,11 0,02 13,63

1.1F14 16,03 4,38 402,46 0,03 0,00

1.1F17 14,86 4,83 496,23 0,02 0,00

1.1F19 14,98 4,79 392,69 0,02 0,00

1.1F23 15,81 4,86 433,61 0,02 0,00

Média 415,62 0,02 14,42


40

1.2F6 14,87 4,94 383,54 0,02 12,00

1.2F14 14,65 5,03 395,79 0,02 15,25

1.2F21 16,11 4,87 404,40 0,02 14,06

1.2F22 16,10 5,17 247,24 0,02 11,77

1.2F28 14,94 5,02 354,29 0,02 13,31

Média 357,05 0,02 13,28


60

1.3F6 14,89 4,81 304,97 0,01 22,64

1.3F8 15,76 4,87 290,49 0,02 16,11

1.3F20 16,68 4,65 301,51 0,02 17,19

1.3F24 14,77 4,94 301,28 0,02 18,45

Média 299,56 0,02 18,60



A.33

Quadro A5.7 – Resultados dos ensaios de flexão realizados a provetes imersos em solução salina durante 3 meses


20

2.1F17 14,87 4,85 453,98 0,02 18,65

2.1F20 15,53 4,81 425,42 0,03 15,39

2.1F22 15,59 4,97 465,31 0,03 15,83

2.1F23 14,04 4,35 369,80 0,03 14,63

2.1F26 16,51 4,89 438,56 0,02 16,64

Média 430,61 0,03 16,23


40

2.2F2 15,72 4,36 402,80 0,03 15,78

2.2F9 16,22 4,95 440,14 0,02 20,45

2.2F13 15,65 4,71 404,94 0,03 16,98

2.2F29 14,92 5,04 373,97 0,02 16,68

2.2F30 14,59 4,79 425,22 0,02 21,39

Média 409,41 0,02 18,25


60

2.3F2 14,81 4,73 381,93 0,02 14,92

2.3F21 14,97 4,64 416,35 0,03 12,79

2.3F27 14,88 4,20 362,74 0,03 12,06

2.3F28 16,42 5,12 353,93 0,02 15,88

2.3F30 14,88 4,82 469,66 0,02 17,28

Média 396,92 0,03 14,58


ANEXOS

A.34



20

2.1F3 14,84 4,38 365,47 0,03 12,26

2.1F4 14,95 4,47 452,20 0,03 17,15

2.1F6 14,86 4,94 472,75 0,03 21,80

2.1F16 14,78 4,59 476,66 0,02 22,37

2.1F24 14,82 4,71 468,71 0,02 20,71

Média 447,16 0,03 18,86


40

2.2F12 14,81 4,72 478,85 0,02 21,86

2.2F18 14,73 4,86 373,25 0,03 14,77

2.2F24 14,87 4,88 444,33 0,03 18,14

2.2F27 15,99 4,70 472,55 0,02 20,85

2.2F28 15,68 5,26 268,70 0,02 12,93

Média 407,53 0,02 17,71


60

2.3F5 15,98 5,01 378,85 0,02 15,26

2.3F6 14,65 4,53 343,72 0,02 15,97

2.3F7 15,75 4,44 349,89 0,02 16,35

2.3F9 14,66 4,74 436,61 0,02 19,04

2.3F18 15,37 4,39 351,79 0,03 13,64

Média 372,17 0,02 16,05



A.35



20

2.1F13 14,91 4,76 459,43 0,03 18,70

2.1F14 14,82 4,64 408,01 0,02 17,54

2.1F18 15,57 4,64 422,98 0,03 16,21

2.1F27 15,26 5,02 413,56 0,02 17,60

2.1F28 14,72 4,55 420,04 0,02 21,68

Média 424,81 0,03 18,35


40

2.2F8 16,09 4,91 466,57 0,02 22,88

2.2F14 15,37 4,77 380,15 0,05 16,61

2.2F15 14,46 5,45 437,16 0,03 17,94

2.2F25 14,83 4,53 467,70 0,02 22,15

2.2F26 14,95 4,85 425,90 0,02 23,79

Média 435,50 0,03 20,67


60

2.3F3 14,63 5,40 379,83 0,02 16,57

2.3F4 15,30 5,25 300,23 0,02 17,67

2.3F8 14,90 4,48 338,11 0,03 15,86

2.3F25 16,20 4,72 402,91 0,02 22,09

2.3F29 16,01 5,12 364,76 0,02 19,28

Média 357,17 0,02 18,29


ANEXOS

A.36



20

2.1F1 15,02 5,18 382,45 0,03 14,84

2.1F9 14,87 5,39 313,32 0,02 14,23

2.1F21 15,94 4,79 428,62 0,02 17,32

2.1F29 15,73 5,38 384,57 0,03 15,63

2.1F30 14,95 4,38 367,69 0,03 12,19

Média 375,33 0,03 14,84


40

2.2F4 14,78 4,70 410,37 0,02 14,81

2.2F10 14,74 4,89 395,99 0,03 14,66

2.2F11 14,82 5,39 375,80 0,03 12,46

2.2F16 14,86 5,29 318,89 0,02 12,13

2.2F22 15,93 4,68 384,78 0,03 13,89

Média 377,17 0,03 13,59


60

2.3F11 14,81 4,99 338,67 0,02 14,69

2.3F14 15,46 4,39 296,78 0,02 14,51

2.3F17 16,74 4,63 350,63 0,02 16,01

2.3F19 14,94 5,47 357,96 0,02 15,73

2.3F23 14,96 5,05 345,60 0,02 15,25

Média 337,93 0,02 15,24



A.37



20

2.1F2 16,19 4,87 422,31 0,03 15,46

2.1F5 14,91 4,99 345,29 0,02 17,67

2.1F8 15,24 4,94 494,89 0,03 10,33

2.1F11 14,85 4,76 500,95 0,02 12,55

2.1F19 14,83 5,03 286,87 0,03 10,51

Média 410,06 0,03 13,30


40

2.2F1 14,96 5,36 392,20 0,02 15,39

2.2F5 14,73 4,79 410,57 0,03 14,20

2.2F6 15,93 4,84 373,78 0,02 16,57

2.2F7 16,36 4,90 401,60 0,02 17,92

2.2F21 14,78 4,60 409,06 0,02 23,07

Média 397,44 0,02 17,43


60

2.3F1 14,98 4,78 382,07 0,02 12,78

2.3F12 14,31 4,24 332,16 0,02 14,81

2.3F13 15,36 4,77 376,65 0,02 15,90

2.3F20 14,65 4,74 366,49 0,02 12,75

2.3F26 14,91 4,57 359,74 0,02 13,92

Média 363,42 0,02 14,03

Desvio-Padrão 19,51 0,00 1.35

ANEXOS

A.38

Quadro A5.12 – Resultados dos ensaios de flexão realizados a provetes protegidos imersos em água desmineralizada durante 6 meses


20

1.1PF2 15,08 4,74 403,88 0,02 17,33

1.1PF3 15,19 5,13 424,80 0,02 23,08

1.1PF13 15,08 4,97 420,07 0,02 23,52

1.1PF14 15,36 4,67 393,33 0,02 18,01

1.1PF15 15,64 5,00 389,95 0,02 22,30

Média 406,41 0,02 20,85


40

1.2PF10 15,13 4,70 365,31 0,03 19,87

1.2PF11 15,16 4,73 397,12 0,02 24,94

1.2PF12 15,28 5,15 384,61 0,02 21,69

1.2PF14 15,28 4,65 367,83 0,02 17,16

1.2PF15 15,28 4,69 355,61 0,02 16,98

Média 374,10 0,02 20,13


Quadro A5.13 – Resultados dos ensaios de flexão realizados a provetes de secagem imersos em água desmineralizada durante 6 meses


20

1.1SF1 15,08 4,74 507,53 0,03 21,71

1.1SF2 15,19 5,13 401,33 0,03 17,94

1.1SF3 15,08 4,97 461,25 0,04 17,82

1.1SF7 15,36 4,67 508,62 0,03 23,83

1.1SF8 15,64 5,00 434,92 0,03 18,41

Média 462,73 0,03 19,94


40

1.2SF1 15,13 4,70 394,52 0,03 17,08

1.2SF2 15,16 4,73 470,13 0,02 25,42

1.2SF10 15,28 5,15 391,60 0,02 16,90

1.2SF11 15,28 4,65 444,57 0,03 18,37

1.2SF15 15,28 4,69 479,81 0,02 23,17

Média 436,13 0,02 20,19



A.39

Quadro A5.14 – Resultados dos ensaios de flexão realizados a provetes envelhecidos em condensação em contínuo a 40ºC

Tempo de envelhecimento Provete b (mm) h (mm) σfu (MPa) εfu (%) Ef (GPa)

3 meses

3F1 15,66 4,94 263,16 0,02 11,40

3F2 15,66 4,95 277,83 0,03 11,49

3F3 15,65 4,79 392,81 0,02 16,28

3F4 14,81 5,15 360,47 0,02 16,22

3F5 16,13 5,15 399,77 0,02 18,58

Média 338,81 0,02 14,80


6 meses

3F1 15,87 4,67 402,09 0,02 18,37

3F2 15,03 5,07 373,51 0,02 17,25

3F3 14,88 4,96 411,92 0,02 16,47

3F4 14,24 5,02 361,53 0,02 15,41

3F5 16,18 4,78 417,94 0,03 15,90

Média 393,40 0,02 16,68


9 meses

3F11 14,42 4,81 383,48 0,02 16,03

3F12 15,80 4,24 256,05 0,03 10,58

3F13 15,69 4,83 419,42 - -

3F14 15,92 4,86 381,21 0,02 19,92

3F15 14,85 4,88 408,44 0,02 26,55

Média 369,72 0,02 18,27


ANEXOS

A.40

Quadro A5.15 – Resultados dos ensaios de flexão realizados a provetes protegidos em condensação em contínuo a 40ºC


6 meses

1.3 P F 1 15,44 5,02 383,33 0,02 20,21

1.3 P F 2 15,27 4,61 398,01 0,02 17,92

1.3 P F 3 15,32 4,55 388,74 0,02 18,13

1.3 P F 5 15,18 4,71 358,92 0,02 17,17

1.3 P F 6 15,20 4,63 347,35 0,02 14,32

Média 375,27 0,02 17,55


Quadro A5.16 – Resultados dos ensaios de flexão realizados a provetes de secagem em condensação em contínuo a 40ºC


6 meses

1.3 S F 6 15,44 5,02 410,50 0,03 18,12

1.3 S F 7 15,27 4,61 422,84 0,03 17,95

1.3 S F 8 15,32 4,55 441,18 0,03 20,69

1.3 S F 9 15,18 4,71 460,73 0,02 23,03

1.3 S F 10 15,20 4,63 398,91 0,03 18,16

Média 426,83 0,03 19,59


Quadro A5.17 – Resultados dos ensaios de flexão realizados a provetes em envelhecimento natural durante 12 meses


12 meses

8F1 14,70 5,11 522,50 0,03 17,57

8F2 15,00 4,86 500,56 0,03 19,95

8F3 15,78 5,06 440,34 0,03 15,46

8F5 15,30 5,16 440,29 0,04 12,88

Média 475,92 0,03 16,47



A.41

Figura A5.1 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes não envelhecidos do 2º grupo

Figura A5.2 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes imersos em água desmineralizada a 20 ºC durante 12 meses


0

100

200

300

400

500

600

700

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)

Deformação em flexão εf (-)

P 01

P 02

P 03

P 04

P 05

P 06

P 07

P 08

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.1 F 1

1.1 F 3

1.1 F 8

1.1 F 21

1.1 F 30

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 0,01 0,02 0,03 0,04

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.2 F 3

1.2 F 7

1.2 F 11

1.2 F 19

1.2 F 24

ANEXOS

A.42


Figura A5.5 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes imersos em solução salina a 20 ºC durante 12 meses


0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.3 F 4

1.3 F 10

1.3 F 22

1.3 F 23

1.3 F 26

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


2.1 F 1

2.1 F 9

2.1 F 21

2.1 F 29

2.1 F 30

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


2.2 F 4

2.2 F 10

2.2 F 11

2.2 F 16

2.2 F 22


A.43




0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


2.3 F 11

2.3 F 14

2.3 F 17

2.3 F 19

2.3 F 23

0

100

200

300

400

500

600

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.1 F 4

1.1 F 14

1.1 F 17

1.1 F 19

1.1 F 23

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.2 F 6

1.2 F 14

1.2 F 21

1.2 F 22

1.2 F 28

ANEXOS

A.44




0

50

100

150

200

250

300

350

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.3 F 6

1.3 F 8

1.3 F 20

1.3 F 24

1.3 F 30

0

100

200

300

400

500

600

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

Ten

são

em

fle

xã

o (

MP

a)


2.1 F 2

2.1 F 5

2.1 F 8

2.1 F 11

2.1 F 19

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


2.2 F 1

2.2 F 5

2.2 F 6

2.2 F 7

2.2 F 21


A.45


Figura A5.14 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 20 ºC durante 6 meses

Figura A5.15 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 40 ºC durante 6 meses

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


2.3 F 1

2.3 F 12

2.3 F 13

2.3 F 20

2.3 F 26

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.1 P F 2

1.1 P F 3

1.1 P F 13

1.1 P F 14

1.1 P F 15

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.2 P F 10

1.2 P F 11

1.2 P F 12

1.2 P F 14

1.2 P F 15

ANEXOS

A.46

Figura A5.16 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes de secagem imersos em água desmineralizada a 20 ºC durante 6 meses

Figura A5.17 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes de secagem imersos em água desmineralizada a 40 ºC durante 6 meses

Figura A5.18 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes protegidos em condensação em contínuo a 40 ºC durante 6 meses

0

100

200

300

400

500

600

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.1 S F 1

1.1 S F 2

1.1 S F 3

1.1 S F 7

1.1 S F 8

0

100

200

300

400

500

600

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

Ten

são

em

fle

xã

o (

MP

a)


1.2 S F 1

1.2 S F 2

1.2 S F 10

1.2 S F 11

1.2 S F 15

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.3 P F 1

1.3 P F 2

1.3 P F 3

1.3 P F 5

1.3 P F 6


A.47

Figura A5.19 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes de secagem em condensação em contínuo a 40 ºC durante 6 meses

Figura A5.20 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de flexão de provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


1.3 S F 10

1.3 S F 6

1.3 S F 7

1.3 S F 8

1.3 S F 9

0

100

200

300

400

500

600

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05

Ten

são

em

fle

xão

(M

Pa)


8 F 1

8 F 2

8 F 3

8 F 5

ANEXOS

A.48

Anexo 6 – Ensaios à tracção

Quadro A6.1 – Resultados dos ensaios de tracção realizados a provetes não envelhecidos

Provete σtu (MPa) εtu(%) Et (GPa)

0T1 420,00 1,20 35,60

0T2 378,00 1,10 40,30

0T3 441,00 1,40 34,20

0T4 369,00 1,10 39,20

0T5 422,00 1,10 38,50

Média 406,00 1,18 37,56


Quadro A6.2 – Resultados dos ensaios de tracção realizados a provetes imersos em água desmineralizada durante 3 meses

Temperatura de imersão (ºC) Provete σtu (MPa) εtu(%) Et (GPa)

20

1.1T1 359,00 1,45 27,99

1.1T2 353,00 1,22 31,50

1.1T9 304,00 1,08 33,37

1.1T13 406,00 1,32 32,30

1.1T24 315,00 1,24 28,61

Média 347,40 1,26 30,75


40

1.2T1 383,00 1,11 39,04

1.2T4 361,00 1,21 30,80

1.2T10 357,00 1,20 35,40

1.2T14 345,00 1,24 33,24

1.2T16 381,00 1,33 34,70

Média 365,40 1,22 34,64


60

1.3T2 363,00 1,18 35,14

1.3T13 293,00 1,03 33,37

1.3T15 324,00 1,04 35,89

1.3T16 343,00 1,05 40,16

1.3T26 296,00 0,98 34,99

Média 323,80 1,06 35,91



A.49



20

1.1T14 371,00 1,19 38,17

1.1T17 379,00 1,24 37,49

1.1T18 304,00 1,20 29,04

1.1T21 388,00 0,85 32,38

1.1T23 372,00 0,97 45,77

Média 362,80 1,09 36,57


40

1.2T2 343,00 1,01 45,75

1.2T15 348,00 1,18 32,42

1.2T20 350,00 1,12 34,49

1.2T24 286,00 1,20 25,67

1.2T26 307,00 1,09 27,91

Média 326,80 1,12 33,25


60

1.3T10 274,00 0,93 31,25

1.3T11 308,00 0,83 40,72

1.3T18 296,00 0,99 33,35

1.3T21 219,00 1,91 33,01

1.3T29 245,00 1,02 29,17

Média 268,40 1,13 33,50


ANEXOS

A.50



20

1.1T3 355,00 0,95 40,95

1.1T10 309,00 1,13 30,98

1.1T16 335,00 0,99 35,69

1.1T22 390,00 1,17 36,03

1.1T26 269,00 0,91 31,98

Média 331,60 1,03 35,13


40

1.2T3 227,00 1,06 24,59

1.2T6 337,00 1,05 34,94

1.2T12 325,00 1,23 29,72

1.2T22 340,00 1,08 34,89

1.2T28 338,00 1,30 29,49

Média 313,40 1,14 30,72


60

1.3T9 301,00 0,91 35,79

1.3T12 262,00 0,95 30,78

1.3T17 245,00 0,87 30,90

1.3T27 303,00 0,92 36,63

1.3T30 164,00 0,52 31,62

Média 255,00 0,83 33,14



A.51



20

1.1T6 357,00 1,19 31,31

1.1T7 314,00 0,91 32,33

1.1T8 371,00 1,09 31,66

1.1T19 328,00 1,06 30,37

1.1T25 393,00 1,10 35,67

Média 352,60 1,07 32,27


40

1.2T5 341,00 1,13 29,10

1.2T11 392,00 1,20 32,98

1.2T17 378,00 1,14 34,16

1.2T18 390,00 0,99 37,20

1.2T19 338,00 1,06 35,16

Média 367,80 1,10 33,72


60

1.3T3 278,00 0,85 30,69

1.3T6 222,00 0,81 25,80

1.3T20 240,00 0,77 24,88

1.3T22 258,00 0,81 33,63

1.3T24 308,00 0,97 38,34

Média 261,20 0,84 30,66


ANEXOS

A.52



20

1.1T4 341,00 1,22 27,28

1.1T11 443,00 1,10 37,70

1.1T12 322,00 1,19 28,80

1.1T27 384,00 1,41 28,88

1.1T28 365,00 1,60 25,11

Média 371,00 1,30 29,55


40

1.2T7 357,00 1,05 36,01

1.2T9 380,00 1,04 40,33

1.2T21 380,00 1,12 36,87

1.2T25 281,00 1,00 25,93

1.2T27 298,00 1,22 28,51

Média 339,20 1,09 33,53


60

1.3T1 269,00 0,81 35,09

1.3T5 251,00 0,80 28,53

1.3T8 217,00 0,86 27,25

1.3T23 259,00 0,89 29,65

1.3T25 214,00 0,82 27,54

Média 242,00 0,84 29,61



A.53

Quadro A6.7 – Resultados dos ensaios de tracção realizados a provetes imersos em solução salina durante 3 meses


20

2.1T1 325,00 1,03 41,13

2.1T2 410,00 1,33 35,52

2.1T5 340,00 1,21 30,47

2.1T7 364,00 0,84 51,71

2.1T12 431,00 1,20 40,62

Média 374,00 1,12 39,89


40

2.2T18 440,00 1,17 45,55

2.2T20 426,00 1,43 36,15

2.2T23 432,00 1,23 40,79

2.2T24 434,00 1,21 39,55

2.2T28 364,00 1,01 42,03

Média 419,20 1,21 40,81


60

2.3T8 364,00 1,20 35,35

2.3T13 320,00 1,09 31,12

2.3T19 392,00 1,42 32,64

2.3T28 395,00 1,40 32,53

2.3T29 386,00 1,32 31,96

Média 371,40 1,29 32,72


ANEXOS

A.54



20

2.1T18 408,00 1,18 38,83

2.1T10 286,00 1,07 32,31

2.1T15 381,00 1,41 28,94

2.1T17 289,00 0,66 40,35

2.1T22 399,00 1,50 50,55

Média 352,60 1,16 38,20


40

2.2T12 250,00 0,82 32,85

2.2T19 373,00 1,02 41,36

2.2T21 364,00 0,96 48,56

2.2T22 363,00 1,17 40,57

2.2T25 319,00 0,92 48,60

Média 333,80 0,98 42,39


60

2.3T4 271,00 0,93 34,22

2.3T6 336,00 1,06 39,20

2.3T10 336,00 0,94 50,14

2.3T20 334,00 1,10 35,48

2.3T27 349,00 1,04 44,41

Média 325,20 1,01 40,69



A.55



20

2.1T4 271,00 0,98 29,80

2.1T16 374,00 1,32 31,03

2.1T21 311,00 0,95 34,06

2.1T29 376,00 1,05 40,45

2.1T30 370,00 1,18 33,45

Média 340,40 1,09 33,76


40

2.2T4 356,00 1,04 37,20

2.2T7 367,00 1,19 35,37

2.2T10 282,00 1,10 27,30

2.2T13 353,00 1,12 33,05

2.2T26 333,00 1,09 33,80

Média 338,20 1,11 33,34


60

2.3T3 224,00 0,81 29,35

2.3T5 320,00 1,01 32,34

2.3T9 221,00 0,78 30,12

2.3T22 349,00 1,22 31,06

2.3T24 264,00 0,98 29,25

Média 275,60 0,96 30,42


ANEXOS

A.56



20

2.1T3 377,00 1,37 29,80

2.1T13 362,00 1,11 30,04

2.1T23 272,00 1,04 24,34

2.1t25 382,00 - -

2.1T26 344,00 1,18 29,61

Média 347,40 0,94 28,45


40

2.2T5 334,00 1,10 32,41

2.2T15 372,00 1,29 31,04

2.2T16 362,00 1,37 30,42

2.2T17 371,00 1,19 31,72

2.2T27 303,00 1,13 30,21

Média 348,40 1,22 31,16


60

2.3T2 335,00 1,10 28,18

2.3T7 284,00 0,90 32,32

2.3T11 319,00 0,99 29,60

2.3T15 322,00 1,06 33,25

2.3T25 288,00 1,10 29,75

Média 309,60 1,03 30,62



A.57



20

2.1T9 404,00 1,38 32,91

2.1T19 316,00 1,29 25,65

2.1T20 390,00 1,09 40,14

2.1T27 310,00 1,03 28,64

2.1T28 393,00 1,29 28,73

Média 362,60 1,21 31,21


40

2.2T1 276,00 1,18 30,85

2.2T6 371,00 1,09 35,99

2.2T9 362,00 1,26 30,62

2.2T29 275,00 0,95 26,12

2.2T30 356,00 1,36 28,88

Média 328,00 1,17 30,49


60

2.3T1 332,00 1,21 29,36

2.3T18 263,00 0,84 29,27

2.3T23 324,00 1,10 28,96

2.3T26 280,00 1,05 26,64

2.3T30 351,00 1,03 37,17

Média 310,00 1,04 30,28


ANEXOS

A.58

Quadro A6.12 – Resultados dos ensaios de tracção realizados a provetes protegidos imersos em água desmineralizada durante 6 meses


20

1.1PT1 345,00 1,13 28,98

1.1PT2 410,00 1,32 30,41

1.1PT4 387,00 1,25 30,66

1.1PT5 437,00 1,30 34,36

1.1PT14 396,00 1,32 29,64

Média 395,00 1,26 30,81


40

1.2PT5 412,00 1,01 38,73

1.2PT6 401,00 1,13 34,28

1.2PT7 342,00 1,08 32,39

1.2PT8 384,00 1,05 33,40

1.2PT12 359,00 1,24 31,84

Média 379,60 1,10 34,13


Quadro A6.13 – Resultados dos ensaios de tracção realizados a provetes envelhecidos em condensação em contínuo a 40ºC

Tempo de envelhecimento Provete σtu (MPa) εtu(%) Et (GPa)

3 meses

3T1 310,00 1,08 32,91

3T2 305,00 1,95 26,87

3T3 373,00 1,14 35,78

3T4 398,00 1,26 36,66

3T5 377,00 1,20 37,55

Média 352,60 1,33 33,96


6 meses

3T6 325,00 1,36 25,20

3T7 285,00 1,05 30,38

3T8 327,00 1,14 34,69

3T9 300,00 0,78 37,28

3T10 288,00 1,11 27,89

Média 305,00 1,09 31,09


9 meses

3T11 304,00 1,08 29,91

3T12 244,00 0,91 27,70

3T13 259,00 1,09 24,47

3T14 319,00 1,07 31,72

3T15 281,00 0,93 31,69

Média 281,40 1,02 29,10



A.59

Quadro A6.14 – Resultados dos ensaios de tracção realizados a provetes protegidos em condensação em contínuo a 40ºC


6 meses

1.3PT5 314,00 0,98 30,25

1.3PT7 418,00 1,07 38,54

1.3PT8 396,00 1,33 30,20

1.3PT9 374,00 1,14 32,85

1.3PT10 347,00 1,23 30,21

Média 369,80 1,15 32,41


Quadro A6.15 – Resultados dos ensaios de tracção realizados a provetes em envelhecimento natural durante 12 meses


12 meses

8T1 400,00 1,23 31,88

8T2 343,00 1,17 28,56

8T3 339,00 1,17 28,57

8T4 411,00 1,22 33,97

8T5 324,00 1,11 28,45

Média 363,40 1,18 30,28


Figura A6.1 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de tracção de provetes imersos em água desmineralizada a 20 ºC durante 12 meses

*

* A numeração dos provetes indicada na legenda corresponde à ordem dos provetes nos quadros relativos aos

resultados obtidos para cada ensaio, respectivamente.

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Deformação em tracção (εt) (%)

ANEXOS

A.60



Figura A6.4 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de tracção de provetes imersos em solução salina a 20 ºC durante 12 meses

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)





A.61




Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)




ANEXOS

A.62




Deformação em tracção (εt) (%) Deformação em tracção (εt) (%)



Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)


A.63



Figura A6.13 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de tracção de provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 20 ºC durante 6 meses

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)




ANEXOS

A.64

Figura A6.14 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de tracção de provetes protegidos imersos em água desmineralizada a 40 ºC durante 6 meses

Figura A6.15 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de tracção de provetes protegidos em condensação em contínuo a 40 ºC durante 6 meses

Figura A6.16 – Curvas experimentais relativas ao ensaio de tracção de provetes em envelhecimento natural durante 12 meses

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)

Ten

são

de t

rac

ção

(M

Pa)





A.65

Anexo 7 – Ficha técnica do ligante epóxido de protecção

ANEXOS

A.66


A.67

Documents

Durabilidade de perfis pultrudidos de poliéster reforçado ... · DURABILIDADE DE PERFIS DE GFRP DE POLIÉSTER UTILIZADOS EM REABILITAÇÃO i Resumo Os perfis pultrudidos reforçados