UTILIZAÇÃO DE LODO GALVÂNICO COMO MATÉRIA PRIMA · técnicas brasileiras NBR 10004 e 1000529,30. Metodologia. TEMPO TÉCNICO - Edição 03 13. 14 TEMPO TÉCNICO - Edição 03

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U T I L I Z A Ç Ã O D E L O D O G A L V Â N I C O C O M O M A T É R I A P R I M A

Deus

seja

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EXTRUSÃOQUEIMAMATÉRIA PRIMA

302210Modelo matemático aplicado ao processo de extrusão de argilas

Características e efeito da fração granulométrica < 2 μm no comportamento de queima de uma argila

Utilização de lodo galvânico como matéria prima em cerâmica vermelha e caracterização dos corpos cerâmicos obtidos quanto a propriedades tecnológicas e a imobilização de metais

S U M Á R I O

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UTILIZAÇÃO DE LODO GALVÂNICO COMO MATÉRIA PRIMA EM CERÂMICA VERMELHA E CARACTERIZAÇÃO DOS CORPOS CERÂMICOS OBTIDOS QUANTO A PROPRIEDADES TECNOLÓGICAS E A IMOBILIZAÇÃO DE METAIS

A. C. Teloeken, D. L. Villanova, T. M. Basegio, C. P. BergmannLaboratório de Materiais Cerâmicos – LACER, Universidade Federal do Rio Grande do Sul – UFRGS, Instituto Federal do Rio Grande do Sul – IFRS

O desenvolvimento industrial ao longo das últimas décadas tem gerado grandes quanti-dades de resíduos tóxicos, como por exemplo, cinzas volantes de usinas termoelétricas, es-cória metalúrgica, materiais que contenham amianto e argila de diferentes origens.A contaminação do solo por produtos quími-cos e metais pesados, como Pb, Cr, Zn, Cu, Cd e Hg, muitas vezes é outro grave problema ambiental1. Os regulamentos sobre resídu-os sólidos estão se tornando cada vez mais exigentes, portanto a deposição em aterros com elevado teor de matéria orgânica e subs-tâncias tóxicas está cada vez mais rigorosa nos países europeus2. Uma das maiores pre-ocupações nos países desenvolvidos, tanto do ponto de vista ambiental e econômico, é o tratamento de quantidades crescentes de resíduos, quer de origem industrial ou ur-bana. Portanto, existe uma crescente busca por metodologias de valorização e reciclagem desses resíduos, que devem ser economica-mente viáveis e de extrema importância, a fim de contribuir para um desenvolvimento sustentável. Este fato também é suportado

por vários fatores, tais como a escassez de fontes de matérias-primas, a falta de espaço disponível para a eliminação de aterros de resíduos e os elevados custos de deposição em aterro3,4.A galvanoplastia é uma tecnologia amplamen-te expandida para o tratamento de superfí-cies de metal. O princípio da galvanização consiste na formação de uma fina camada de metal em um objeto que está sendo banhado por meio da ação de corrente contínua em uma solução eletrolítica contendo cátions do metal usado. Os metais geralmente utilizados para produzir revestimentos galvanizados são Cr, Sn, Cu, Zn, Ni, Pb, Cd e Fe; e para fins especiais, Ag, Au e Pt.Sabe-se que a galvanização é uma importan-te fonte potencial de poluição ambiental que representa os resíduos perigosos, os quais devem ser estabilizados antes da deposição em aterro a fim de evitar a liberação de po-luentes presentes no meio ambiente5.A vitrificação é amplamente aceita como um processo seguro no tratamento de resíduos perigosos no momento que imobiliza os mes-

mos, evitando assim a lixiviação. Este proces-so promove a imobilização dos metais pesa-dos na rede de vidro e uma redução drástica do volume, que pode atingir um valor entre 70 e 90%1,6.Vários autores têm demonstrado que o pro-cesso de vitrificação, bem como as técnicas como a solidificação e estabilização podem ser utilizadas para reciclar resíduos diferen-tes, tais como resíduos radioativos7; cinzas do processo de incineração8-10, resíduos de galvanização11; lodo gerado através do corte de pedra12; resíduos ricos em ferro prove-nientes de processos hidrometalúrgicos13; cinzas de carvão14-16; cinzas17-20; resíduos de aciaria contendo Zn, Pb, Cd, Ni e Cr que foram misturados com argilas para a obtenção do chamado “tijolo ecológico”21; incorporação de lodo gerado em uma estação de tratamento de água em cerâmica vermelha22; efeito dos resíduos de boro sobre as propriedades da argamassa e betão23, incorporação de resídu-os de lamas de aço fina em argila caulinítica utilizada para fabricação de tijolos e telhas24. Assim, devido às características do lodo de

Introdução

M A T É R I A P R I M A



galvanização, o processo de vitrificação aparece como uma alter-nativa para o seu tratamento. Portanto, o objetivo deste trabalho foi avaliar a influência dos resíduos de galvanoplastia em corpos cerâmicos e suas propriedades tecnológicas, que são baseados na tecnologia de tratamento de resíduos sólidos.

Os materiais utilizados foram:

• Lodo de galvanoplastia (L): o lodo utilizado foi resultante do pro-cesso de galvanoplastia do município de Guaporé - RS.• Argila vermelha (A): a argila vermelha foi proveniente da região de Nova Santa Rita, RS.• Vidro sodocálcico (VS): foi empregado um vidro sodocálcico proveniente de embalagens de bebidas.• Vidro borossilicato (VB): foi empregado um vidro borossilicato proveniente de recipientes de laboratório.

Os materiais foram caracterizados quanto à composição química por fluorescência de raios-X. Os resultados são apresentados na Tabela 1 e são dados em óxidos. O lodo tem Cr, Pb e Cd, que, en-tre outros elementos, levam à sua classificação como “resíduos perigosos”.

Materiais

Tabela 1. Composição química por fluorescência de raios X do lodo galvânico, da argila vermelha, do vidro sodocálcico e borosilicato.

Inicialmente, a matéria-prima foi seca em estufa elétrica a 110 ± 5 °C para remover a umidade re-sidual, e depois moída em um moinho planetário até que 100% fosse passante através da peneira 80 da ABNT (180 μm). O trabalho experimental foi realizado em duas etapas: I) desenvolvimento de formulações com lodo (L) e argila vermelha (A), queimadas nas temperaturas de 900, 1000 e 1100 °C, conforme mostrado na Tabela 2; II) desenvolvimento de formulações com 5 e 10% em peso de lodo, argi-la, vidro sodocálcico (VS) ou vidro borossilicato

(VB), as quais foram queimadas a 1000 °C, con-forme mostrado na Tabela 3. A adição de lodo e argila, assim como a temperatura de queima foram definidas de acordo com os resultados obtidos na etapa anterior.Todas as formulações testadas foram prensa-das a 40 MPa e queimadas por 2 horas, com taxa de aquecimento de 150 °C/h. Os corpos cerâmicos foram caracterizados com relação à absorção de água, retração linear e resistência mecânica à flexão.A absorção de água foi medida usando o método

de Arquimedes de acordo com as normas ASTM C-373/94-88 (porosidade) e ASTM C-134/95 (densidade aparente)25,26. A retração linear foi determinada pela diferença do comprimento da barra de teste antes e após a queima27. A resis-tência mecânica foi determinada pelo teste de flexão à quatro pontos utilizando uma máquina universal, de acordo com as especificações ASTM C-773/94-8828. A imobilização de elemen-tos como Cr, Pb e Cd foram analisados pelos testes de lixiviação de acordo com as normas técnicas brasileiras NBR 10004 e 1000529,30.

Metodologia



As Figuras 1, 2 e 3 mostram o efeito da retração linear, absorção de água e resistência mecânica, respectivamente, em função da adição de lodo e temperatura de queima para as formulações in-vestigadas.Como esperado, houve um aumento da retração li-near com o aumento da temperatura de queima. O aumento da quantidade de lodo também contribuiu para uma maior retração, com exceção das for-mulações queimadas a 900 °C. A maior retração foi observada nas formulações com 10 e 15% de lodo. Quanto à absorção de água, houve uma redu-ção com o aumento da temperatura de queima. Na temperatura de 900 °C observou-se uma redução da absorção para as formulações com 10 e 15% de lodo. Em 1000 °C, o aumento do teor de resíduos

levou a uma redução da absorção de água. Já em 1100 °C, a menor absorção de água observada foi de aproximadamente 2,5%, com a adição de 10% de lodo.Considerando a resistência mecânica, o melhor resultado foi obtido para a formulação com adição de 15% de lodo, queimados a 1000 °C, com valores em torno de 15,5 MPa. Em temperaturas de queima mais baixas, os resultados não foram significa-tivos. Os resultados obtidos na temperatura de queima mais elevada indicaram um efeito de fusão em alguns dos óxidos. Nessa temperatura, não foi susceptível uma fusão parcial do lodo galvânico, o qual preencheria parte da porosidade residu-al, contribuído para um aumento da resistência mecânica e consequentemente uma redução da

absorção de água.Os corpos cerâmicos queimados a 1100 °C, com 15% de lodo sofreram uma forte deformação fí-sica, o que impossibilitou a avaliação de sua resis-tência mecânica.Os resultados apresentados nas Figuras 4, 5 e 6 mostram a influência da adição de vidro sobre as propriedades mecânicas. Observou-se um aumen-to na retração linear com o aumento da adição de vidro para as formulações com vidro borossilica-to. No entanto, houve uma redução para as formu-lações com 15% de lodo, enquanto que para as for-mulações com 10% de lodo a adição de vidro não mostrou alterações significativas. Quanto à absor-ção de água, houve uma redução desse parâmetro em relação aos corpos cerâmicos sem vidro.

Resultados

Tabela 2. Formulações desenvolvidas com lodo galvânico e argila vermelha.

Tabela 3. Formulações desenvolvidas com lodo galvânico, argila e vidro.

Figura 1. Retração linear dos corpos cerâmicos em função da adição de lodo gal-vânico e da temperatura de queima.

Figura 2. Absorção de água dos corpos cerâmicos em função da adição de lodo galvânico e da temperatura de queima.


Figura 3. Resistência mecânica dos corpos cerâmicos em função da adição de lodo galvânico e da temperatura de queima.

Figura 5. Absorção de água dos corpos cerâmicos em função da adição dos vidros sodocálcico e borossilicato.

Figura 6. Resistência mecânica dos corpos cerâmicos em função da adição dos vidros sodocálcico e borossilicato.

Figura 4. Retração linear dos corpos cerâmicos em função da adição dos vidros so-docálcico e borossilicato.

A adição de vidro borossilicato levou a uma re-dução significativa da absorção, ou seja, para valores em torno de 1% houve uma variação significativa à medida que se aumentou a adição do teor de vidro.Considerando a resistência mecânica, o vidro sodocálcico levou a uma redução neste parâme-tro, embora a variação do seu percentual não tenha refletido esse resultado. No entanto, a adição de vidro borossilicato aumentou a resis-tência mecânica dos corpos cerâmicos.A melhor resistência mecânica foi observada em cerca de 29 MPa, com a adição de 15% de lodo.Os resultados de resistência mecânica e ab-

sorção de água servem de parâmetro para a classificação dos corpos cerâmicos quanto a possíveis usos como telhas, blocos cerâmicos e placas cerâmicas de revestimento (Tabela 4). Os valores obtidos revelam que nas condições investigadas, a queima a temperatura de 1100 °C levou a valores de resistência mecânica acima do valor mínimo previsto na norma brasileira ABNT NBR 15310:200931. Em relação aos resultados de absorção de água dos corpos cerâmicos, observa-se que os mesmos ficaram dentro dos parâmetros forne-cidos pelas normas da NBR para telhas ABNT NBR 15310:200931, blocos cerâmicos ABNT NBR

15270-3:200532 e placas para revestimentos ABNT NBR 13817:199733.Quanto aos testes de testes de lixiviação, ne-nhum dos corpos cerâmicos ultrapassou os limites do Pb, Cd e Cr estabelecidos pela NBR 10004 (Tabela 5). As formulações com vidro bo-rossilicato apresentaram maiores valores para o elemento cádmio e chumbo.No entanto, para os testes com vidro sodocál-cico, apesar de nenhuma das formulações ter ultrapassado os limites de lixiviação para os elementos químicos analisados, a formulação com 10% de lodo e 10% de vidro sodocálcico apresentou o maior valor para o elemento Cr.


Tabela 4. Dados de absorção de água e da resistência mecânica dos materiais cerâmicos empregados em telhas, blocos cerâmicos e placas cerâmicas de revestimento.

Tabela 5. Avaliação da quantidade de cromo, chumbo e cádmio liberado durante o ensaio de lixiviação para as formulações com argila, lodo galvânico e vidro.

Figura 7. Micrografias dos corpos cerâmicos com vidro sodocálcico a) 10% em peso e b) 15% em peso.

Figura 8. Micrografias dos corpos cerâmicos com vidro borossilicato a) 10% em peso e b) 15% em peso.

Os resultados mostram que a maior resistência mecânica foi obtida com o aumento da fusão para os dois tipos de vidro. Este resultado provavelmente está relacionado ao aumento na densificação dos corpos cerâmicos, como consequência da redução da porosidade causada pelo aumento da fusão. Isto sugere que os poros foram mais efetivamente fechados nas temperaturas de queima mais elevadas.Através das micrografias das Figuras 7 e 8, é possível observar que houve uma re-dução da porosidade e uma mudança na forma dos poros com as temperaturas de queima crescentes, especialmente para os corpos de prova com vidro borossilicato.Na Figura 7, pode-se observar a partir das micrografias dos corpos de prova com vidro sodocálcico que os poros foram isolados e não foram arredondados, e esse efeito não se alterou com a adição de vidro. Em vez disso, a Figura 8 mostra que as micrografias dos corpos cerâmicos com vidro borossilicato apresentaram alguns poros arredondados com a adição de 15% em peso de vidro. Este efeito poderia ser uma explicação para o aumento da resistência mecânica observada, como já foi visto em outros trabalhos35.

Através dos resultados obtidos verificou-se a possibilidade de desenvolver produtos de ce-râmica aditivados com lodo galvânico.Os melhores resultados tecnológicos foram obtidos com a adição de 15% em peso de lodo e 15% em peso de vidro borossilicato. Os resul-tados de resistência mecânica e absorção de

água indicaram que nas condições investiga-das, a queima a temperatura de 1100 °C levou a valores que possibilitam enquadrar os corpos cerâmicos produzidos com essa formulação para aplicações como telhas, blocos cerâmicos e placas cerâmicas de revestimento.Quanto a imobilização de metais presentes no

lodo galvânico, as formulações com vidro bo-rossilicato foram mais eficientes que as for-mulações com vidro sodocálcico para a imo-bilização do elemento Cr. No entanto, o vidro sodocálcico, apresentou os menores valores de lixiviação nos resultados para os elementos Pb e Cd.

Conclusão


1. COLOMBO, P.; BRUSATIN, G.; BERNARDO, E.; SCARINCI, G. Inertization and reuse of waste materials by vitrification and fabrication of glass-based products. Current Opinion in Solid State and Materials Science, v. 7, p. 225-239, 2003. http://dx.doi.org/10.1016/j. cossms.2003.08.0022. BASEGIO, T.; BERUTTI, F.; BERNARDES, A.; BERGMANN, C. P. Environmental and technical aspects of the utilisation of tannery sludge as a raw material for clay products. Journal of the European Ceramic Society, v. 22, p. 2251-2259, 2002a. http://dx.doi.org/10.1016/S0955-2219(02)00024-93. JORDAN, M.; SANCHEZ, M. A.; PADILLA, L.; CÉSPEDES, R.; OSSES, M.; GONZÁLEZ, B. Kraft Mill residues effects on monterey pine growth and soil microbial activity. Journal of Environmental Quality, v. 31, p. 1004-1009, 2002. PMid:12026067. http://dx.doi.org/10.2134/jeq2002.10044. TRAVAR, I.; LIDELOW, S.; ANDREAS, L.; THAM, G.; LA-GERKVIST, A. Assessing the environmental impact of ashes used in a landfill cover construction. Waste Ma-nagement, v. 29, p. 1336-1346, 2009. PMid:19081235. http://dx.doi.org/10.1016/j.wasman.2008.09.0095. BEDNARIK, V.; VONDRUSKA, M.; KOUTNY, M. Stabili-zation/solidification of galvanic sludges by asphalt emulsions Vratislav. Journal of Hazardous Materials, v. 122, p. 139-145, 2005. PMid:15943936. http://dx.doi.org/10.1016/j.jhazmat.2005.03.0216. MONTEIRO, R. C. C.; ALENDOURO, S. J. G.; FIGUEIREDO, F. M. L.; FERRO, M. C.; FERNANDES, M. H. V. Development and properties of a glass made from MSWI bottom ash. Jour-nal of Hazardous Materials, v. 122B, p. 139-145, 2005.7. GARRIDO, F.; GENTILS, A.; THOMÉ, L. On the use of íon beams for the selection of radioactive waste matrices. Surface and Coatings Tecnology, v. 196, p. 63-68, 2005. http://dx.doi.org/10.1016/j.surfcoat. 2004.08.0978. CHEESEMAN, C. R.; ROCHA, S. M.; SOLLARS, C.; BE-THANIS, S.; BOCCACCINI, A. R. Ceramic processing of incinerator bottom ash. Waste Management, v. 23, p. 907-916, 2003. http://dx.doi.org/10.1016/S0956--053X(03)00039-49. KIM, I. T.; KIM, J. H.; LEE, K. S.; SEO, Y. C.; KOO, J. K. Lea-ching characteristics of glassy waste forms containing two different incineration ashes. Waste Management, v. 20, p. 409-416, 2000. http://dx.doi.org/10.1016/S0956--053X(99)00343-810. ROMERO, M. R. D.; RAWLINGS, J. M. A. Development of a new glass-ceramic by means of controlled vitrifica-tion and crystallization of inorganic wastes from urban incineration. Journal of the European Ceramic Society, v. 19, p. 2049-2058, 1999. http://dx.doi.org/10.1016/S0955-2219(99)00011-411. SILVA, A. C.; MELLO CASTANHO, S. R. H. Silicate glasses

obtained from fine silica powder modified with galvanic waste addition. Journal of Non-Crystalline Solids, v. 348, p. 211-217, 2004. http://dx.doi.org/10.1016/j.jnoncry-sol.2004.08.17112. AL-ZBOON, K.; TAHAT, M.; ABU-HAMATTEH, Z. S. H.; AL---HARAHSHEH, M. S. Recycling of stone cutting sludge in formulations of bricks and terrazzo tiles. Waste Manage-ment & Research, v. 28, p. 568-574, 2010. http://dx.doi.org/10.1177/0734242X0935024613. PELINO, M. Recycling of zinc-hydrometallurgy wastes in glass and glass ceramic materials. Waste Manage-ment, v. 20, p. 561-568, 2000. http://dx.doi.org/10.1016/S0956-053X(00)00002-714. NEUFELD, R. D.; COBB, J. T.; PRITTS, J.; CLIFFORD, V.; BENDER, C.; BEEGHLEY, J. Hazardous Waste Stabilization with Clean-Coal Technology Ash Residuals. Water Scien-ce Technology, v. 34, n. 10, p. 179-185, 1996. http://dx.doi.org/10.1016/S0273-1223(96)00712-315. CIMDINS, R.; ROZENSTRAUHA, A.; BERZINA, L.; BOS-SERT, J.; BÜCKER M. Glassceramics obtained from in-dustrial waste. Resources Conservation & Recycling, v. 29, p. 285-290, 2000. http://dx.doi.org/10.1016/S0921-3449(00)00053-716. PEREIRA, C. P.; RODRIGUEZ-PIÑERO, M.; VALE, J.. J. Solidification/ Stabilization of Eletric Arc Furnace Dust Using Coal Fly Ash. Journal of Hazardous Materials, v. 82, p. 183-195, 2001. http://dx.doi.org/10.1016/S0304-3894(00)00359-917. BARBIERI, L.; BONAMARTINI, A. C.; LANCELLOTTI, I.. Alkaline and alkaline-earth silicate glasses and glas-ce-ramics from municipal and industrial wastes. Journal of the European Ceramic Society, v. 20, p. 2477-2483, 2000. http://dx.doi.org/10.1016/S0955-2219(00)00124-2

18. PISCIELLA, P.; CRISUCCI, S.; KARAMONOV, A.; PELINO, M. Chemical durability of glasses obtained by vitrification of industrial wastes. Waste Management, v. 21, p. 1-9, 2001. http://dx.doi.org/10.1016/S0956-053X(00)00077-519. PARSA, J.; MUNSON-MCGEE, S. H.; STEINER, R. Stabili-zation/Solidification of hazardous wastes using fly ash. Journal of Environmental Engineering, v. 12, no. 10, p. 935-940, 1996. http://dx.doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9372(1996)122:10(935)20. JONKER, A.; POTGIETER, J. M. An evaluation of selec-ted waste resources for utilization in ceramic mateials applications. Journal of the European Ceramic Society, v. 25, p. 3145-3149, 2005. http://dx.doi.org/10.1016/j.jeurceramsoc.2004.07.02421. DOMÍNGUEZ, E. A.; ULLMANN, R. “Ecological bricks” made with clays and steel dust pollutants. Applied Clay Science, v. 11, p. 237-249, 1996. http://dx.doi.org/10.1016/S0169-1317(96)00020-822. MONTEIRO, S. N.; ALEXANDRE, J.; MARGEM, J. I.; SÁN-

CHEZ, R.; VIEIRA, C. M. F. Incorporation of sludge waste from water treatment plant into red ceramic. Cons-truction and Building Materials, v. 22, p. 1281-1287, 2008. http://dx.doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2007.01.01323. TOPÇU, I. B.; BOGA, A. R. Effect of boron waste on the properties of mortar and concrete.Waste Manage-ment & Research, v. 28, p. 626-633, 2010. http://dx.doi.org/10.1177/0734242X0934556124. VIEIRA, C. M. F.; ANDRADE, P. M.; MACIEL, G. S.; VER-NILLI, JR. F.; MONTEIRO, S.N. Incorporation of fine steel sludge waste into red ceramic, Material Science and Engineering, v. 427, p. 142-147, 2006.http://dx.doi.org/10.1016/j.msea.2006.04.04025. AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. ASTM C-373/94-88 - Test method for water absortion, bulk density, apparent porosity, and apparent specific gravity of fired whiteware products. Philadelphia: ASTM, 1988-1994.26. AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. ASTM C-134/95 - Test methods for size, dimensional measurements, and bulk density of refractory brick and insulating firebrick. Philadelphia: ASTM, 1995.27. AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. ASTM C-210/95 - Test method for reheat change of in-sulating firebrick. Philadelphia: ASTM, 1995.28. AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. ASTM C-773/94-88 - Test method for compressive (crushing) strength of fired whiteware materials. Phi-ladelphia: ASTM, 1988-1994.29. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 10.004: Resíduos sólidos. Rio de Janeiro: ABNT, 2002.30. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 10.005: Lixiviação dos resíduos. Rio de Janeiro: ABNT, 2002.31. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 15310:2009. Componentes cerâmicos - Te-lhas - Terminologia, requisitos e métodos de ensaio.32. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 15270-3:2005. Componentes cerâmicos. Parte 2: Blocos cerâmicos para alvenaria estrutural - Terminologia e requisitos.33. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 13817:1997. Placas cerâmicas para revesti-mento – Classificação.34. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 13818:1997. Placas cerâmicas para revesti-mento – Especificação e métodos de ensaios.35. VILLANOVA, D. L.; BERGMANN, C. P. Sinterability study of ceramicbodies made from a mixture of mineral coal bottom ash and soda-lime glass cullet. Waste Manage-ment & Research, v. 25, p. 77-82, 2007. http://dx.doi.org/10.1177/0734242X07069764

Referências



CARACTERÍSTICASE EFEITO DA FRAÇÃO GRANULOMÉTRICA < 2 μM NO COMPORTAMENTO DE QUEIMA DE UMA ARGILA

A granulometria de uma argila tem uma impor-tante função no processamento de cerâmica vermelha, devido à sua relação direta com a composição mineralógica. A chamada “fração argila”, associada a partículas com tamanho inferior a 2 μm, é geralmente constituída de argilominerais. Estes minerais, de origem se-

A argila estudada corresponde a um material sedimentar de origem flúvio-lacustre encon-trado no município de Campos dos Goytaca-zes, Estado do Rio de Janeiro. Esta argila vem sendo utilizada para fabricação de cerâmica vermelha, sobretudo tijolos e, em menor quantidade, telhas e pisos.A fração granulométrica < 2 μm da argila foi avaliada comparativamente com sua granulo-

cundária, são os principais responsáveis pelo desenvolvimento da plasticidade do sistema argila-água [1-3]. Outras características, como elevada área superficial, solubilidade e instabi-lidade térmica são típicas dos minerais secun-dários constituintes da “fração argila”.A plasticidade é uma propriedade fundamental para permitir que massas argilosas alcancem a consistência plástica adequada para serem conformadas pelo processo de extrusão [4, 5]. Para um mesmo tipo de argila, isto é, similar mineralogia, será mais plástica a argila que apresente maior quantidade de minerais argi-losos. Isto significa que mais água será neces-sária adicionar para que se alcance o estado de consistência plástica. Vulgarmente argilas muito plásticas são denominadas de “gordas” ou “fortes”. A utilização destas argilas em cerâmica vermelha pode trazer problemas de processamento, dificultando a etapa de confor-mação e secagem. Por outro lado, geralmente peças produzidas com estas apresentam uma resistência mecânica a verde e a seco satis-fatórias, pois as partículas de argilominerais

metria natural, submetida a um peneiramento em malha de 20 mesh (< 840 μm), constituin-do assim a “fração total”. A fração < 2 μm foi obtida por técnica de sedimentação, baseada no princípio da lei de Stokes, de acordo com norma técnica[11].A composição química das amostras foi reali-zada por fluorescência de raios X em equipa-mento Philips, modelo PW 2400. A composição

apresentam uma boa coesão entre si.Durante a queima, a sinterização pode ocorrer em baixas temperaturas [6]. Entretanto, a baixa permeabilidade destas peças pode dificultar a saída de gases no estágio inicial de queima e podem retrair demasiadamente, acarretando defeitos no produto final. Desta forma, argi-las “magras” ou “fracas”, com menor teor de argilominerais e maior quantidade de quartzo, principal impureza das argilas, são geralmente utilizadas na formulação da massa cerâmica.Devido à diversidade mineralógica, a sinteriza-ção de argilas é um fenômeno bastante com-plexo, sendo influenciado pelas características das matérias-primas e parâmetros de pro-cesso[7-10]. Em princípio, as diferentes frações granulométricas que compõem uma argila comportam-se de maneira distinta durante a sinterização.Assim, este trabalho tem por objetivo caracte-rizar e avaliar o efeito do comportamento de queima da fração granulométrica < 2 μm de uma argila na consolidação das partículas.

mineralógica qualitativa foi obtida por difra-ção de raios X (DRX), em difratômetro Seifert, modelo URD 65, operando com radiação Cu-Kα e 2Ø variando de 5º a 40º.A morfologia das partículas foi observada por microscopia eletrônica de transmissão (MET). As imagens de MET foram obtidas num microscópio Jeol, modelo 2000FX da COPPE/UFRJ.

C. M. F. Vieira, L. A. Terrones, R. Sánchez, S. N. Monteiro

Laboratório de Materiais Avançados - LAMAV, Univer-sidade Estadual do Norte Fluminense Darcy Ribeiro - UENF

Introdução

Materiais e Métodos

Q U E I M A



A figura 1 apresenta os difratogramas de raios X das amostras de argila cor-respondentes às frações < 840 μm e < 2 μm. É observado que a amostra da “fração total” <840 μm é composta pela caulinita, mineral micáceo, gibsita, goetita e quartzo. Já a “fração argila”, < 2 μm, apresenta similar composição mineralógica em comparação com a “fração total”, à exceção do quartzo. Isto indica que além de argilomineral, os hidróxidos apresentam-se com tamanho de partícula extremamente pequeno. Já o mineral micáceo pode está associa-do a um argilomineral, a ilita, e/ou a mica não hidratada, possivelmente do tipo muscovita. Se por um lado sedimentos quaternários, típicos da região de Campos são considerados recentes e não propícios a ocorrência de ilita, há na região sedimentos de origem marinha que são favoráveis à formação deste tipo de argilomineral.A Tabela 1 apresenta a composição química das amostras. Observa-se que a “fração argila”, < 2 μm, apresenta um menor teor de SiO2 e maior teor de que a “fração total”.

Isto indica um maior percentual de minerais argilosos presente na “fração argila”. De fato, a razão SiO2/Al2O3 é um parâmetro indicativo da quantidade de argilomineral e quartzo. De acordo com a composição química teórica da caulinita, a razão SiO2/Al2O3 é de 1,18. Valores maiores que este indicam sílica livre na forma de quartzo.

A figura 2 apresenta uma micrografia obtida por MET da “fração argila”, < 2 μm. É possí-vel observar a predominância de partículas lamelares de formato pseudo-hexagonal com tamanhos menores que 2 μm, associadas com a caulinita.Partículas de morfologia tubular, associadas a haloisita, são também observadas em pequena

A “fração total” apresenta razão SiO2/Al2O3 de 1,50, enquanto na “fração argila” esta razão é praticamente a da caulinita pura de 1,16. Pode-se então inferir que existe uma excessiva quantida-de de quartzo na “fração total” e alguma quan-tidade adicional de alumina na “fração argila” que está associado à presença de hidróxido de alumínio na forma de gibsita.

quantidade. Este resultado evidencia a presen-ça, do argilomineral haloisita nas argilas cauli-níticas de Campos dos Goytacazes. Entretanto, sua identificação por DRX é dificultada devido à sobreposição de picos de difração com a caulinita. Além disso, a ocorrência de haloisita associada com partículas predominantes de caulinita é uma situação relativamente comum.

Observa-se que o percentual de Fe2O3 é bem pa-recido para ambas às frações granulométricas. Isto indica que o ferro está presente na goetita, no mineral micáceo e possivelmente em subs-tituição parcial ao Al na estrutura da caulinita. O incremento da perda ao fogo da fração < 2 μm está relacionado, predominantemente, ao aumento de mineral argiloso.

Resultados e Discussão

Composição mineralógica e química

Morfologia

Figura 1: DRX das amostras. C = caulinita; Gi = gibsita; Go =goetita; M = mineral micáceo; Q = quartzo.

Tabela 1 - Composição química das amostras (% em peso).

Figura 2: Micrografia obtida por MET da “fração argila”, < 2 μm.



As figuras 3 e 4 apresentam as curvas de ATD/TG/DTG das frações < 840 μm e < 2 μm, respectivamen-te. Na figura 3 bserva-se três picos endotérmicos a 59,0 °C, 267,0 °C e 497,6 °C e um pico exotérmico a 947,8 °C. Na curva de DTG, três picos correspon-dentes à perda de massa são observados. A perda de massa, 1,82%, do primeiro pico de DTG a 55,6 °C corresponde também ao primeiro pico da curva de ATD e está associada à eliminação de água higros-cópica. A perda de massa, 2,93%, do segundo pico de DTG a 263,0 °C está associada à decomposição de hidróxidos como a goetita e gibsita. A perda de massa, 8,28%, do último pico de DTG a 495,9 °C é a mais significante. Esta última perda de massa está

As figuras 5 e 6 apresentam as curvas de dilato-metria de peças cruas correspondentes às frações < 840 μm e < 2 μm, respectivamente. É evidente a diferença de comportamento das diferentes fra-ções granulométricas avaliadas. A “fração argila”, figura 6, apresenta maior retração e máxima taxa

de sinterização em temperatura inferior, 890,9 °C e temperatura de vitrificação, máxima retração, a 1050 °C. Por outro lado, a “fração total”, apresenta máxima taxa de sinterização a 1124,5 °C e alcança o limite de detecção do equipamento a 1300 °C.Na figura 7 é possível concluir sobre a presença ou

não do quartzo nas amostras estudadas. De acordo com a figura 7a nota-se que a 559,2 °C ocorre uma mudança no ângulo da curva dilatométrica referen-te à presença de quartzo livre. Já na figura 7b não é observada variação na curva o que indica ausência de transformação alotrópica do quartzo.

associada à eliminação de água de constituição da caulinita, formando a metacaulinita. Em proporção em menor também ocorre eliminação de água de constituição da haloisita. Na figura 3 existe tam-bém, conforme mostra a seta, um discreto pico endotérmico associado à transformação alotrópica do quartzo-α para quartzo-ß. Uma prova da exis-tência deste pico será apresentada mais adiante neste trabalho, por dilatometria. Por fim, a 947,8 °C é observado o único pico exotér-mico que está associado a decomposição da meta-caulinita com formação de novas fases[12-14].Em comparação com a “fração total”, < 840 μm, a “fração argila”, < 2 μm, não apresenta o pico endo-

térmico correspondente ao quartzo. Por outro lado, a perda de massa associada à água de constituição da caulinita/haloisita, pico de DTG a 484,8 °C, é mais significativa, 11,34%, do que a corresponden-te na figura 3. Este resultado indica ausência de quartzo e maior quantidade de mineral argiloso na “fração argila”. Há também uma perda de massa de 1,2% (12,54 - 11,34)

associado ao pico de DTG a 670,5 °C. Este resultado pode estarrelacionado com a eliminação de água de constituição de mineral micáceo ou de grupos de hidroxilas remanescentes dos minerais argilosos ou dos hidróxidos. A curva de DTG não mostra o tipo de reação que esteja ocorrendo.

Comportamento térmico

Dilatometria

Figura 3: Curvas de análise térmica (ATD/TG/DTG) da “fração total”, < 840 μm.

Figura 5: Comportamento dilatométrico da “fração total”, < 840 μm. Figura 6: Comportamento dilatométrico da “fração argila”, < 2 μm.

Figura 4: Curvas de análise térmica (ATD/TG/DTG) da “fra-ção argila”, < 2 μm.



Figuras 7: Curvas de dilatometria das frações < 840 μm e < 2 μm para avaliar a presença de quartzo.

Figura 8: DRX da “fração total”, < 840 μm, queimada de 400 a 1100 °C. Aγ = alumina-γ; C = caulinita; H =hematita; M = mineral micáceo; Mu = mulita; Pl = plagioclásio; Q = quartzo.

Figura 9: DRX da “fração argila”, < 2 μm, queimada de 400 a1100 °C. Aα = alumina-α; C = caulinita; H = hematita; M =mineral micáceo; Mu = mulita.

As figuras 8 e 9 apresentam, respectivamente, as curvas de DRX das frações < 840 μm e < 2 μm queimadas emtemperaturas no intervalo de 400 a 1100 °C. Con-forme pode ser observado na figura 8, a “fração total”, < 840 μm, apresenta a 400 °C, caulinita, mi-neral micáceo, hematita e quartzo.As diferenças em relação ao material natural con-sistem na ausência dos hidróxidos de ferro e alumí-nio, decompostos por volta de 267 °C, e a presença de hematita, formada a partir da goetita. A partir de 600 °C, a caulinita não é mais detectada, devido à formação, da fase amorfa, metacaulinita. Nenhuma mudança nas fases cristalinas ocorre até 900 °C.

Há 1000 °C, as controvérsias fases de alumina-γ e mulita, formadas a partir da decomposição da me-tacaulinita, são detectadas [12-14], além da formação de feldspato plagioclásio. Na temperatura de 1100 °C, os picos de mulita aumentam de intensidade e o mineral micáceo não é mais detectado.Nas curvas de DRX, figura 9, da “fração argila”, < 2 μm, observa-se a 400 °C a presença de mineral micáceo, caulinita, e hematita. Em comparação com a amostra somente seca a 110 °C, figura 1, a gibsita e goetita estão ausentes. Em comparação com a “fração total”, figura 8, não é observada a presença de quartzo. A partir de 600 °C não são mais observados picos de difração corresponden-

tes à caulinita.A partir daí, nenhuma alteração ocorre nas fa-ses cristalinas até 1000 °C. A 1100 °C, mulita e alumina-α são detectadas.Este tipo de mulita, conforme já mencionado, é proveniente da decomposição da metacaulinita. Já a alumina-α aparece de acordo com a seguinte se-quencia: gibsita : alumina-Χ: alumina- κ :alumina-α [15]. A menor intensidade de pico de fases cristali-nas identificadas na “fração argila”, figura 9, em comparação com a “fração total”, figura 8, é um indicativo de maior formação de fase amorfa, devi-do à ausência de quartzo e elevada reatividade das partículas, da “fração argila”.

Fases cristalinas de queima


O trabalho de caracterização e avaliação do comportamento de queima da fração de partículas < 2 μm de uma argila caulinítica de Campos dos Goytacazes permitiu concluir que: a “fração argila”, < 2 μm, é composta de caulinita, haloisita, mineral micáceo e hidróxidos de ferro e de alumínio. A única diferença na mineralogia em comparação com a “fração total”, < 840 μm, é a ausência de quartzo; a “fração argila” apresenta um início de sinterização em temperaturas mais baixas em comparação com a “fração total”, acarretando maior retração linear; devido ao tamanho reduzido das partículas e predomínio de minerais argilosos, a “fração argila” é a principal responsável pela consolidação das partículas de uma argila na etapa de queima.

[1] R. E. Grim, Am. Ceram. Soc. Bull. 44 (1965) 687.[2] A. G. Verduch, Bol. Soc. Esp. Ceram. Vidr. 24 (1985) 395.[3] P. S. Santos, Ciência e Tecnologia das Argilas, vol 1, 2ª Ed., Edgard Blücher, S. Paulo (1989) 3-4.[4] W. C. Lawrence, J. Am. Ceram Soc. 41 (1958) 147.[5] M. F. Abajo, Moldeo por Extrusión de los Productos Cerámicos de Construcción, Manual sobre Fabricación de Baldosas, Tejas y Ladrillos, Beralmar S. A., Barcelona (2000) 125.[6] S. N. Monteiro, C. M. F. Vieira, Ceram. Int. 30, 3 (2004) 381.[7] M. Dondi, G. Guarini, M. Raimondo, Tile & Brick Int. 15 (1999) 176.[8] M. M. Jordán, A. Boix, T. Sanfeliu, C. de la Fuente, Appl. Clay Sci. 14 (1999) 225.[9] G. Cultrone, E. Sebastián, K. Elert, M. J. de la Torre, O. Cazalla, C. Rodríguez-Navarro, J. Eur. Ceram. Soc. 24 (2004) 547.[10] M. Hajjaji, S. Kacim, M. Boulmane, Appl. Clay Sci. 21 (2002) 203[11] Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT), Determinação da Análise Granulométrica dos solos, NBR-7181-84 (1984).[12] K. Okada, N. Otsuda, J. Osaka, J. Am. Ceram. Soc. 69 (1986) C-251.[13] B. Sonuparlak, M. Sarikaya, I. A. Aksay, J. Am. Ceram. Soc. 70 (1987) 837.[14] W. M. Carty, U. Senapati, J. Am. Ceram. Soc. 81 (1998) 3.[15] Alcoa, Oxides and Hydroxides of Aluminum, Alcoa Technical Paper n. 19 (1987).(Rec. 15/05/2006, Ac. 18/05/2007)

Conclusões

Referências


MODELO MATEMÁTICO AO PROCESSO DE EXTRUSÃO DE ARGILAS

F. A. Andrade, H. A. Al-Qureshi, D. Hotza

Núcleo de Pesquisa em Materiais Cerâmi-cos - CERMAT, Depar-tamentos de Engenha-ria Mecânica - EMC e Engenharia Química - ENQ, Universidade Federal de Santa Catarina – UFSC

Existem poucas áreas na tecnologia cujo de-senvolvimento tem encontrado tantos campos de aplicação como a extrusão. Inicialmente, era empregada apenas para materiais cerâmicos simples, mas hoje em dia a extrusão é aplicada nas mais diversas áreas, como na indústria de polímeros, metalúrgica, química ou mesmo ali-mentícia[1]. Atualmente, muitos estudos nesta área vêm se concentrando na obtenção de cerâmicas avançadas a partir da extrusão[2]. Apesar disso, ensaios que predigam o comportamento da argila durante a extrusão, bem como o modelamento matemático de algumas de suas características, em especial, a plasticidade, tornam-se dificulta-dos pelo fato de muitas variáveis estarem envol-vidas e não haver consenso quanto à escolha do

A extrusão consiste em forçar um material através de uma matriz com a geometria da seção transversal final pretendida. Nessa análise, assume--se que o estado estacionário seja alcançado, e assim, a pressão média de compressão por unidade de compressão é dada por:

Onde μw é o coeficiente de atrito entre a massa e a parede, é a tensão efetiva, é a deformação efetiva e 1,5 é o fator de cisalha-mento, introduzido para corrigir as perdas de energia, principalmente por atrito e trabalho redundante que não estão inclusas no modelo.Para prever teoricamente a pressão média

Onde comp é a tensão efetiva de compressão, h é a altura do corpo-de-prova, Rf é o raio

método a ser utilizado[3, 4]. A economia energética, a regularidade do fluxo e a pressão adequada de extrusão são fatores que dependem do tipo de fieira e da plasticidade da massa[5]. Até recente-mente, a extrusão de pastas cerâmicas tem sido estudada e compreendida de modo limitado[6]. A razão disso é o fato de que, historicamente, a extrusão de massas cerâmicas estava restrita à produção de produtos de baixo custo da cerâmica vermelha que não requeriam rigoroso controle dimensional ou de qualidade[7].Com base no método aplicado à teoria da plasti-cidade dos metais[8,9], pretende-se neste trabalho apresentar a aplicação de um modelo matemático para o cálculo da pressão de extrusão para ar-gilas.

Introdução

Referencial Teórico

de extrusão, a tensão de compressão da mas-sa argilosa precisa ser conhecida através de ensaios de compressão. Isso foi tratado matematicamente para argilas[10] e pode ser expresso da seguinte forma:

final e r é o raio instantâneo. A carga axial compressiva pode ser avaliada através de

A equação C será utilizada para a determinação da carga em função da variação no diâmetro para cada massa argilosa no processo de compressão. Desta forma, uma melhor abordagem, em contras-te com os outros métodos existentes, tais como o

E X T R U S Ã O



índice de plasticidade de Atterberg e de Pfefferkorn, é esperada para a obtenção de corpos cerâmicos com plasticidade otimizada para uma determinada aplicação[10-12].O processo de extrusão de uma massa argilosa e o equilíbrio de uma parte infinitesimal do corpo é mostrado na figura 1. A pressão média na zona A é tirada da teoria e é dada por[13]:

Foram selecionadas três argilas fornecidas pela empresa Paraná Mineração, denominadas A1, A2 e A3.Foram realizados ensaios para obter o limite de li-quidez (LL) para cada argila, regido pela norma NBR 6459 (1984), bem como o limite de plasticidade (LP), segundo a norma NBR 7180 (1984). A preparação das amostras de pó para ambos os ensaios seguiu a norma NBR 6457 (1986).

Para cada composição de umidade do sistema água argila o seu comportamento em um ensaio de compressão uniaxial foi avaliado com o objetivo de levantar os dados da tensão de compressão efetiva e também o valor do coeficiente de atrito, para apli-cação no modelo teórico desenvolvido. Para esta etapa, as argilas foram desagregadas a seco em moinhos de bolas por 25 minutos e peneiradas em malha de 420 μm. Em seguida, para a determinação da umidade contida nas argilas, amostras contendo 10 g de material foram introduzidas em vidros re-

lógio e levadas ao forno a 110±5 °C por 24 h. Foram selecionados três valores de umidade, no intervalo compreendido entre LL e (LP+LL)/2, obtidos a par-tir do ensaio de Atterberg.Essas massas então foram preparadas e homoge-neizadas misturando-se manualmente e posterior-mente deixadas em repouso por 24 h em recipiente hermeticamente fechado, para homogeneização da umidade. Em etapa posterior, foram preparados os corpos-de-prova cilíndricos, mediante moldagem manual, em moldes de PVC com diâmetro de 17,0 mm e altura de 23,0 mm. Os corpos de prova foram submetidos ao ensaio de compressão uniaxial em um texturômetro TA-XT2i (Stable Micro Systems), com velocidade de ensaio 0,1 mm/min e célula de carga 25 kgf. O ensaio ocorreu até 50% de de-formação. Para evitar distorções nas medidas do diâmetro e da altura, foi utilizada uma escala mili-métrica como referência, foi posicionada ao lado do corpo-de-prova durante os ensaios.Com uma câmera digital (Canon SX110) foi efetuada a filmagem do ensaio, que foi sincronizada com os dados obtidos pelo texturômetro. Na sequencia, foram obtidas imagens a cada 15 s a partir da fil-magem com um software (Windows Movie Maker). A mensuração dos diâmetros e altura dos corpos-

-de-prova foi realizada por meio de um software de análise de imagem (ImageTool). Com isso, foi possí-vel obter os valores de raio e altura instantâneos e relacionar com a força aplicada, determinando-se assim os valores da tensão de compressão efetiva e o coeficiente de atrito, conforme equação C.

Para a extrusão, as argilas foram obtidas confor-me descrito anteriormente, ou seja, foram secas, desagregadas, peneiradas e posteriormente foi adicionada água destilada para que as umidades finais fossem iguais às utilizadas no ensaio de com-pressão. Posteriormente, a massa foi passada em um laminador (Gelenski LIG-05) e então conforma-da em uma extrusora (Gelenski MVIG-05) para que pudessem ser obtidos os valores da pressão de ex-trusão para cada sistema água-argila selecionado. Para medição da pressão de extrusão foi instalado um manômetro entre o canhão da extrusora e o bocal intercambiável. O manômetro possui capa-cidade para medir até 20 kgf/cm² e sua escala é graduada em 0,1 kgf/cm².

Onde B = μw cot α, α é o ângulo do semicone da

matriz, μw é o coeficiente de atrito entre massa argilosa e parede da extrusora e σcomp é a tensão efetiva da massa argilosa no teste de compressão, equação B.Por outro lado, o equilíbrio de forças na zona B pode ser facilmente criado:

Agora, com a expressão integrada colocando o valor z = 0, e a pressão média de extrusão ideal dada na Equação I, a expressão final teórica para a pressão média de extrusão da massa argilosa atra-vés de uma matriz cônica pode ser determinada e é expressa como se segue:

Figura 1: Diagrama esquemático do processo de extru-são através de uma matriz cônica.

Matérias primas

Comportamento da argila sob compressão

Comportamento da argila sob extrusão



Os resultados da análise química por fluorescência de raios X são apresentados na Tabela I. A quantifi-cação das fases foi realizada por análise racional[14]

(Tabela II). O principal argilomineral nas três argilas é a caulinita. Para a argila A3, este corresponde a ~85%, enquanto o teor de quartzo, que atua como material não plástico, corresponde a ~13%. Devido a esses valores, espera-se que esta argila desen-volva a maior plasticidade entre as três.

mático em condições variadas de plasticidade.A partir dos dados da carga em função do deslo-camento gerados pelo texturômetro, puderam-se obter os dados dispostos na Tabela IV segundo a equação C. Com os resultados de tensão efetiva e coeficiente de atrito obtidos nos ensaios de com-pressão, os mesmos foram inseridos na equação J para o cálculo da pressão de extrusão teórica. Na Tabela V são apresentados os resultados experi-mentais da pressão de extrusão para os mesmos pontos de umidades dos ensaios de compressão. Nota-se um grande acordo entre os pontos experi-mentais e os previstos pela equação.Dados referentes às condições de atrito entre uma massa cerâmica e a parede de equipamen-tos não são disponíveis facilmente na literatura. Apesar do coeficiente de atrito ser uma variável dinâmica, neste trabalho o mesmo foi considerado constante.

Os resultados dos ensaios para determinação do índice de plasticidade de Atterberg (IPA) para as argilas são apresentados na Tabela III. Observa-se a grande variação do IPA entre as argilas, que será útil para investigar a adequação do modelo mate-

Composição química e mineralógica

Plasticidade pelo índice de Atterberg


Tabela 1 - Composição química das argilas.

Tabela 2 - Composição de fases das argilas.

Tabela 3 - Limites e índice de plasticidade de Atterberg. Tabela 4 - Resultados dos ensaios de compressão.

Tabela 5 - Resultados da extrusão das argilas.


Na figura 2 pode ser observada a correlação en-tre a pressão experimental de extrusão e a tensão efetiva de compressão, obtida do ensaio de com-pressão. Há uma ótima correlação para todas as argilas, bem como quando os resultados são agru-pados para todas as argilas, com um R² de 0,97. Conclui-se que o parâmetro tensão efetiva é um fator significativo na equação, e permite avaliar quantitativamente a pressão necessária durante

O sucesso para a produção de materiais tanto em escala laboratorial quanto na industrial requer um domínio sobre o tipo de processamento aplicado ao material, além do conhecimento acerca da matéria-prima e suas propriedades ou características. Com esse intuito, modelos teóricos que possam prever o comportamento do material antes do seu processamento são ferramentas úteis dentro do campo da Engenharia. Neste trabalho conseguiu-se aplicar um modelo matemático ao cálculo da pressão de extrusão de sistemas argilosos. Os resultados mostraram que este modelo pode ser empregado para argilas com variada gama de plasti-cidade. Foi possível averiguar que a tensão efetiva de compressão é um fator predominante na estimativa da pressão de extrusão, sendo encontrada uma ótima correlação entre esses parâmetros.

Ao CNPq pelo apoio financeiro e aos labo-ratórios da UFSC: PROFI/EQA, CERMAT/EMC e LMCC/ECV.

A0: área inicial; Af: área final; F: força ex-terna aplicada, h: altura de corpo-de-prova; IPA: índice de plasticidade de Atterberg; L: comprimento total da extrusora; LL: limite de liquidez; LP: limite plástico; Pm: pressão média de extrusão; r: raio instantâneo; R0: raio inicial da extrusora; Rf : raio final da extrusora; z: deslocamento do pistão de ex-trusão; a: semi-ângulo do bocal de extrusão; deformação efetiva; m: coeficiente de atrito entre punção e massa; mw: coeficiente de atrito entre parede da extrusora e massa; sr: tensão radial; sz: tensão axial; save pressão média de extrusão; : tensão efetiva; : tensão e fetiva de compressão.

[1] J. Benbow, J. Bridgwater, Paste Flow and Extrusion, Oxford, Inglaterra (1993).[2] F. Händle (Ed.), Extrusion in Ceramics, Springer, Berlin, Alemanha (2007).[3] J. S. Reed, Principles of Ceramic Processing, 2nd Ed., Wiley, New York, EUA (1995).[4] M. Dondi, Ceram. Ind. 11, 3 (2006) 36.[5] M. J. Ribeiro, A. A. L. Ferreira, J. A. Labrincha, Ceram. Ind. 8, 1 (2003) 37.[6] A. S. Burbidge, J. Bridgwater, Chem. Eng. Sci. 50, 16 (1995) 2531.[7] R. S. Macedo, R. R. Menezes, G. A. Neves, H. C. Ferreira, Cerâmica 54, 332 (2008) 411.[8] B. Avitzur, Metal Forming: Process and Analysis, McGraw-Hill, New York, EUA (1968).[9] N. R. Chitkara, A. Aleem, Int. J. Mechanical Sci. 43, 7 (2001) 1661.[10] O. J. U. Flores, L. Mendes, A. L. G. Prette, M. C. Fredel, H. A. Al-Qureshi, D. Hotza, Anais 51º Cong. Bras. Ceram., Salvador, BA (2007).[11] H. A. Al-Qureshi, O. J. U. Flores, D. Hotza, Anais 52º Cong. Bras. Cerâm., Florianópolis, SC (2008).[12] F. A. Andrade, H. A. Al-Qureshi, D. Hotza, Proc. 11th Int. Conf. Adv. Mater., Rio de Janeiro, RJ (2009).[13] G. Sachs, O. Hoffman, Introduction to the Theory of Plasticity for Engineers, McGraw-Hill, New York, EUA (1953)[14] C. Coelho, N. Roqueiro, D. Hotza, Mater. Lett. 52, 6 (2002) 394.(Rec. 01/04/2010, Rev. 19/06/2010)

a extrusão em função dos resultados obtidos nos ensaios de compressão.Uma análise da figura 3 mostra que o raio final utilizado no bocal da extrusora influencia signifi-cativamente a pressão necessária à conformação das argilas. É possível determinar qual o diâme-tro mínimo que poderia ser extrudado neste tipo de equipamento, levando-se em conta a pressão disponível no equipamento e a umidade da massa.

Pode-se, portanto, com o ensaio de compressão, avaliar o possível comportamento da argila durante a extrusão, dependendo da sua umidade e, se for o caso, indicar a melhor geometria do bocal para sua conformação. Pode-se avaliar também o com-portamento descrito anteriormente com auxílio das curvas mostradas na figura 4, correspondente ao comportamento da pressão de extrusão em função da relação raio inicial sobre raio final.

Figura 2: Correlação entre a pressão experimental de extrusão e a tensão efetiva de compressão.

Figura 3: Pressão total em função do raio final para diferentes níveis de umidade. Extrusão da argila A1 em bocal cilíndrico. Raio inicial: 38 mm.tre a pressão experimental de extrusão e a tensão efetiva de compressão.

Figura 4: Pressão total em função da relação raio inicial/final para diferentes níveis de umidade. Argila A1.em função do raio final para diferentes níveis de umidade. Extrusão da argila A1 em bocal cilíndrico. Raio inicial: 38 mm.tre a pressão experimental de extrusão e a tensão efetiva de compressão.

Conclusões

Agradecimentos

Abreviações e símbolosReferências



SUBSTITUIÇÃO DE AREIA DE QUARTZO POR FINOS DE GNAISSE EM MASSA CERÂMICA PARA TELHAS: TESTE INDUSTRIAL

C. M. F. Vieira, S. N. Monteiro, C. G. W. Bar-reto, E. A. de Carvalho,

C. C. PeiterLaboratório de Materiais Avançados - LAMAV, Univer-sidade Estadual do Norte Fluminense Darcy Ribeiro – UENF

O Segmento de Rochas Ornamentais em Santo Antônio de Pádua, situado ao noroeste do Estado do Rio de Janeiro, constitui a principal atividade econômica do município com geração de 6.000 empregos e faturamento de 4 milhões de dólares/mês[1]. As pedras extraídas do município e utiliza-das como rochas ornamentais são denominadas comercialmente de granitos e, após beneficiamen-to, são utilizadas como revestimento de paredes, muros, pisos, etc.[2]. A rocha existente na região é um granulito milotinizado com variedades locais conhecidas como “pedra olho de pombo”, “granito fino”, “granito pinta rosa” e “pedra madeira”[3]. Após a atividade de lavra, os blocos e lajes brutas preparadas nas pedreiras, são enviados para as serrarias para a obtenção do produto final. O cor-te de blocos de granitos nas serrarias gera uma quantidade apreciável de rejeito na forma de polpa abrasiva chamado de “lama”, denominada neste trabalho de finos de gnaisse. Esta lama é descar-tada diretamente em córregos e rios da região ou enviada para tanques ou lagoas de decantação.

Estes locais de despejo assim que ficam saturados, necessitam do descarte do resíduo com grandes transtornos ambientais e custo elevado. Estima-se que as cerca de 40 serrarias de Santo Antônio de Pádua gerem aproximadamente 1.200 toneladas de lama/mês, o que vem acarretando sérios proble-mas ambientais na região.A partir das lajes provenientes das pedreiras, ocor-re um corte com disco diamantado para redução do tamanho das lajes para 20 cm x 30 cm, gerando os blocos. Nesta etapa utiliza-se água para a refrige-ração do processo de corte, acarretando a geração da lama que é despejada em tanque de decantação. Posteriormente, a lama é bombeada para outro tanque visando seu armazenamento. Uma alter-nativa tecnológica para a reciclagem deste tipo de resíduo é a incorporação em cerâmica vermelha. O setor cerâmico utiliza a argila como matéria-prima principal para a obtenção de seus produtos como blocos de vedação (tijolos comuns), tijolos apa-rentes, blocos estruturais, telhas, pisos rústicos e manilhas. A argila é constituída pelos argilo mine-rais, apresentando como impurezas mais comuns o quartzo e os hidróxidos de alumínio e ferro, além de mineral micáceo e matéria orgânica[4, 5]. O município de Campos dos Goytacazes, localizado no norte do Estado do Rio de Janeiro, e cerca de 150 km do município de Santo Antônio de Pádua, apre-senta, devido as suas características geológicas, uma grande reserva de argilas[6, 7] o que motivou o desenvolvimento de um polo de cerâmica verme-lha há cerca de 40 anos. Atualmente, em torno de 110 indústrias extraem diariamente cerca de 8 mil toneladas de argilas para produzir 4 milhões de peças/dia. Mais de 5000 empregos diretos estão associados às indústrias cerâmicas locais. As empresas de cerâmica vermelha de Campos dos Goytacazes utilizam argilas locais que são altamen-te plásticas e de granulometria fina. Além disso, estas argilas são predominantemente cauliníticas,

Introdução

com elevada perda ao fogo e baixo percentual de óxidos fundentes[8-10]. Estas características conferem às argilas da re-gião um comportamento refratário durante a quei-ma o que dificulta a diminuição da porosidade ao nível desejado. Com isso, grande parte dos produ-tos apresenta porosidade excessiva o que acarreta elevados valores de absorção de água. Uma alternativa tecnológica para reduzir a re-fratariedade das massas de cerâmica vermelha de Campos dos Goytacazes e, consequentemente, diminuir a porosidade e melhorar a qualidade do produto final, seria incorporar matérias primas denominadas de fundentes. Os fundentes são ricos em óxidos alcalinos e alcalino-terrosos, os quais formam eutéticos com a sílica em temperaturas típicas de queima de cerâmica vermelha 700-1000°C[11, 12]. Estudos recentes[13-16] mostraram que resíduos de granito provenientes da serragem dos blocos apresentam um grande potencial de utilização em cerâmica vermelha devido às suas características de elevada fonte de K2O e Na2O bem como granu-lometria fina e baixo custo. Por outro lado, os re-sultados das propriedades físicas e mecânicas das peças queimadas variam bastante. Vários fatores contribuem para esta variação como as caracte-rísticas das diferentes massas argilosas e resíduos estudados, bem como a variação dos parâmetros de processamento. Portanto, não é prudente gene-ralizar o efeito deste tipo de material em cerâmica vermelha e sim, avaliar cada caso.Neste sentido, o presente trabalho tem como objetivo reformular uma típica massa de telhas, utilizada em Campos dos Goytacazes, por meio da substituição de areia de quartzo pelo resíduo do corte de rocha ornamental, finos de gnaisse. É também parte deste objetivo caracterizar as ma-térias primas e avaliar, por meio de teste piloto, as propriedades físicas e mecânicas das telhas produ-zidas industrialmente.

T E L H A S




Foram utilizadas duas argilas plásticas, areia e finos de gnaisse. As argilas plásticas são denomi-nadas argila amarela e argila preta que, juntamente com a areia, são constituintes da massa cerâmica utilizada para fabricação de telhas por uma indús-tria do município de Campos dos Goytacazes, RJ. Já os finos de gnaisse foram obtidos na forma de lama dos tanques de decantação utilizados para trata-mento do efluente gerado no momento do corte das lajes de uma variedade da Pedra Miracema, co-nhecida como “olho de pombo”, proveniente de uma serraria localizada no município de Santo Antônio de Pádua, noroeste do Estado do Rio de Janeiro. A caracterização mineralógica das matérias-pri-mas foi realizada por meio de difração de raios X (DRX). As análises de DRX foram feitas no difratô-metro Bruker-AXS D5005 com radiação Cok

A figura 1 apresenta os difratogramas de raios X das matérias-primas. As argilas apresentam picos característicos da caulinita, mica, quartzo e gibsi-ta, de acordo com a composição mineralógica das argilas de Campos dos Goytacazes[8,9]. A areia é predominantemente constituída de quartzo. Entre-tanto, são observados picos de baixa intensidade da microclina e da albita. O difratograma do resíduo, finos de gnaisse, apresenta picos característicos de biotita, quartzo, e de feldspatos (microclina, anortita e albita). Esta composição mineralógica classifica o resíduo como material desplastificante, o que pode ser interessante para incorporação em massas argilosas de elevada plasticidade, como as utilizadas pelas cerâmicas de Campos dos Goyta-cazes.

α (λ = 1,78897 Å) para 2Ø de 5° a 80° com passo 0,02°/1 s.A caracterização química consistiu na determina-ção da composição química por fluorescência de raios X (FRX) em equipamento Philips PW 2400. A caracterização física consistiu na determinação da distribuição de tamanho das partículas e da massa específica real de acordo com a norma da ABNT[17].A caracterização morfológica do resíduo foi reali-zada por microscopia ótica e eletrônica de varre-dura em um microscópio Jeol JSM 6460 LV com sistema de energia dispersiva em espectroscopia de raios X (EDS).A Tabela I apresenta as composições investigadas. A massa MI corresponde à massa industrial padrão utilizado pela cerâmica para fabricação de telhas dos tipos romana e portuguesa. As massas MA e MB correspondem às massas reformuladas, com a substituição da areia pelo resíduo nas quantidades

de 10 e 20% em peso. A plasticidade das massas cerâmicas foi determi-nada de acordo com as normas ABNT NBR-7180[18]

e NBR-6459[19], por meio da medida dos índices de Atterberg: Limite de plasticidade (LP), limite de li-quidez (LL) e índice de plasticidade (IP).O teste piloto seguiu o processo de fabricação padrão da cerâmica para a obtenção de telhas. Ini-cialmente as massas foram dosadas volumetrica-mente com pá carregadeira, seguindo-se despejo das composições em caixão alimentador, destor-roamento, homogeneização, laminação, extrusão, prensagem, secagem e queima em forno “paulisti-nha” com temperatura de patamar de 900 °C. As telhas foram submetidas a ensaios físicos e mecânicos para determinação da retração linear, absorção de água e carga de ruptura de acordo com norma técnica da ABNT[20].

Tabela 1 - Massas cerâmicas estudadas (% em peso).

Características das matérias primas

Figura 1: Difratogramas de raios X das matérias-primas. A: Albita, An: anortita, C: caulinita, G: gibsita, M: mineral micáceo, Mi: microclina, Q: quartzo.



A Tabela II apresenta a composição química das matérias primas. A argila amarela apresenta uma quantidade de SiO2 em torno de 40% e uma quan-tidade de Al2O3 acima de 30%, baixos percentuais de fundentes alcalinos e alcalino terrosos e elevada perda ao fogo (PF). Estas características são típicas de argilas cauliníticas com elevado percentual de mineral argiloso. A argila amarela ainda apresenta elevado percentual de Fe2O3, responsável pela co-

loração avermelhada da cerâmica após a queima. A argila preta apresenta um maior teor de SiO2, menor teor de Al2O3 e menor PF em comparação com a ar-gila amarela. Isto indica que a argila preta apresenta maior quantidade de quartzo. A areia é predominantemente constituída de SiO2. Os demais óxidos observados na composição química da areia são provenientes de impurezas como fel-dspato potássico, microclina, feldspato plagioclásio,

a albita, conforme identificados na figura 1. Os finos de gnaisse apresentam elevado percentual de óxidos alcalinos (K2O + Na2O) que são provenientes do fel-dspato potássico, microclina, feldspato plagioclásio, a albita, e da mica muscovita. O teor de SiO2 também está associado ao quartzo, entretanto, em menor quantidade em comparação com a areia. Já seu teor de Fe2O3 de 4,18%, indica uma aplicação para obten-ção de produtos com cores avermelhadas.

Tabela 2 - Composição química das matérias-primas (% em peso).

Figura 2: Curvas de distribuição de tamanho de partículas das matérias primas

A figura 2 mostra a distribuição de tamanho de par-tículas das matérias primas. As argilas apresentam uma elevada quantidade de minerais argilosos, con-siderados por definição com tamanho de partícula inferior a 2 μm. Com relação aos materiais não plásticos, areia e gnaisse fino, é possível observar

que o resíduo apresenta uma granulometria mais fina que a areia. A areia apresenta uma distribuição granulométrica concentrada na faixa de 0,05 a 0,5 mm. Por outro lado, o resíduo apresenta cerca mm. Por outro lado, o resíduo apresenta cerca m. Por outro lado, o resíduo apresenta cerca de 76% das

partículas com tamanho inferior a 50 μm. Esta característica do resíduo é benéfica para a cerâmica já que pode possibilitar uma textura mais fina das telhas e redução de defeitos como trincas, associadas, sobretudo, às partículas de quartzo de elevado tamanho.


Figura 4: Prognóstico de extrusão através dos limites de Atterberg das massas cerâmicas.

Figura 3: (a) e (b) Micrografias obtidas por MEV do gnaisse fino.

A figura 3 mostra as micrografias do resí-duo obtidas por MEV. O tamanho de partículas varia de submicrometro a 20 μm. Este dado pode ser confirmado através da curva de distribuição de partículas mostrada na figura 2. A figura 3 evidencia o tamanho submicro-métrico das partículas e a formação de aglo-merados. Nestas figuras é possível notar a presença de partículas que se destacam pelo tamanho e pela morfologia compacta e que, provavelmente, estão relacionadas aos grãos de quartzo presentes no resíduo.

A figura 4 apresenta a localização das massas cerâmicas num gráfico elaborado a partir dos limites de plasticidade de Atterberg que indica regiões de extrusão ótima e aceitável [21]. O li-mite de plasticidade LP está associado à quan-tidade de água mínima necessária para que o estado de consistência plástico seja alcançado. O limite de liquidez LL está associado à quanti-dade de água em que o material apresenta uma

Plasticidade das formulações

consistência de lama, ultrapassando, portanto, a faixa de consistência plástica. Já o índice de plasticidade IP é a diferença entre LL e LP, indicando a faixa de consistência plástica. É possível observar na figura 4 que a massa cerâmica industrial MI localiza-se em região de extrusão aceitável. A utilização de 10% de finos de gnaisse em substituição à areia praticamente não alterou a trabalhabilidade

da massa, pois ocorreu uma redução do LP e incremento do IP. Já a incorporação de 20% fi-nos de gnaisse melhorou a trabalhabilidade da massa, posicionando-a mais próxima da região de extrusão ótima. O gráfico indica ainda que a massa avaliada pode suportar uma quantidade ainda maior de resíduo, o que possivelmente vai contribuir para melhorar ainda mais sua plasticidade/trabalhabilidade.


Figura 6: Retração linear das composições.

Figura 7: Carga de ruptura à flexão das composições.

Figura 5: Absorção de água das composições.

As figuras 5 a 7 apresentam os valores de absorção de água, retração linear e carga de ruptura à flexão das telhas cerâmicas obtidas a partir das massas MI, MA e MB, respec-tivamente. É possível observar que a utilização do gnaisse fino possibilitou um pequeno decréscimo na absorção de água e incremento da retração linear das telhas em compa-ração com a massa industrial MI. Por exemplo, a massa MB, 20% de finos de gnaisse, apre-senta uma redução de 5% na absorção de água em compa-ração com massa MI. Entretanto, a absorção de água ainda encontra-se acima do valor máximo permitido por norma que é de 20%[20]. Este resultado comprova a refratariedade das massas de Campos dos Goytacazes e indica a necessi-dade da reformulação da massa e alteração em parâmetros de processamento para baixar o nível de porosidade após queima.Com relação à carga de ruptura, observa-se que, estatis-ticamente, não há variação com a substituição da areia de quartzo pelo resíduo. Por outro lado, as telhas cerâmicas apresentam valores superiores ao limite mínimo especifica-do por norma técnica que é de 1300 N[20]. Estes resultados mostram que os finos de gnaisse não atuaram efetivamente como fundente, e sim mais como material de preenchimento. A temperatura máxima alcançada, 900 °C é possivelmente o principal fator limitante para uma maior formação de fase líquida do resíduo.

Propriedades físicas e mecânicas das telhas


Os finos de gnaisse contribuíram para a redução da plasticidade da massa cerâmica, melhorando sua trabalhabilidade, já que sua plasticidade é relativamente elevada. Isto acarreta redução da quantidade de água necessária para extrudar as peças. Consequentemente, a etapa de secagem pode ser realizada de forma mais rápida, com menor gasto energético, e ainda com menores retrações das peças. O Teste Piloto mostrou que nas condições industriais de fabricação de telhas

À FAPERJ (Proc. E-26/171.331/2006) e FENORTE/TECNORTE. Também a colaboração do Sr. João Batista Fernandes Lopes (Patinho), presidente do Sindicato de Extração e Aparelhamento de Gnaisses do Noroeste do Estado do Rio de Janeiro (SINDGNAISSES), na etapa de coleta do resíduo.

[1] A. R. Campos, A. O. Silva, Instalação de Unidades de Tratamento de Efluentes de Serrarias de Rochas Ornamentais, em Santo Antônio de Pádua, RJ, CETEM, Rel. Técnico (1997) p. 23.[2] S. L. M. de Almeida, A. P. Chaves, L. S. Leal Filho, Primeras Jornadas Iberoamericanas sobre “Caracterización y Normalización de Materiales de Construc-ción”, Programa CYTED, Madrid, Espanha (2001).[3] J. M. Caniné, Pedra Miracema, a rocha ornamental de Santo Antônio de Pádua, Departamento de Recursos Minerais, Niterói, RJ (1992).[4] P. S. Santos, Ciência e Tecnologia das Argilas, a Ed., Edgard Blucher, S. Paulo, SP (1989) 4.[5] A. G. Verduch, Características de las Arcillas Empleadas en la Fabricación de Ladrillos, Técnica Cerâmica 232 (1995) 214-228.[6] A. R. Lamego, O Homem e o Brejo, 2 a Ed., Ed. Lidador Ltda., Rio de Janeiro, RJ (1974).[7] J. R. P. Pinto, Um Pedaço de Terra Chamado Campos, Almeida Artes-gráficas Ed., Campos dos Goytacazes, RJ (1987).[8] C. M. F. Vieira, J. N. F. Holanda, D. G. Pinatti, Cerâmica 8] C. M. F. Vieira, J. N. F. Holanda, D. G. Pinatti, Cerâmica 46, 297 (2000) 14-17. [9] S. N. Monteiro, C. M. F. Vieira, Tile & Brick Int. 18, 3 (2002) 152-157.[10] J. N. F. Holanda, C. M. F. Vieira, Mundo Cerâmico IX, 82 (2002) 29-31.[11] W. D. Kingery, H. K. Bowen, D. R. Uhlmann, Introduction to Ceramics, 2nd Ed., John Wiley & Sons, New York, EUA (1975) 299.[12] G. P. Emiliani, F. Corbara, Tecnología Cerámica - Le Materia Prime, Gruppo Editoriale Faenza Editrice, Faenza, Itália (1999) 98.[13] R. R. Menezes, H. S. Ferreira, H. S. Ferreira, G. de A. Neves, H. C. . de A. Neves, H. C.Ferreira, Cerâmica 48, 306 (2002) 92-101.[14] C. M. F. Vieira, T. M. Soares, R. Sánchez, S. N. Monteiro, Mater. Sci. Engineering A 373, 1-2 (2004) 115-121.[15] A. M. Segadães, M. A. Carvalho, W. Acchar, Appl. Clay Sci. 30, 1 (2005) 42-52.[16] W. Acchar, F. A. Vieira, D. Hotza, Mater. Sci. Eng. A 419, 1-2 (2006) 306-30.[17] Associação Brasileira de Normas Técnicas - ABNT, NBR 7181, “Determinação da Análise Granulométrica de Solos”, Rio de Janeiro, RJ (1984).[18] Associação Brasileira de Normas Técnicas - ABNT. NBR 6459, “Determinação do limite de plasticidade de solos”, Rio de Janeiro, RJ (1984).[19] Associação Brasileira de Normas Técnicas - ABNT. NBR 7180, “Determinação do limite de liquidez de solos”, Rio de Janeiro, RJ (1984).[20] Associação Brasileira de Normas Técnicas - ABNT. NBR 13310, “Componentes cerâmicos - Telhas - Terminologia, requisitos e métodos de ensaio”, Rio de Janeiro, RJ (2005).[21] M. Marsigli, M. Dondi, Plasticitá delle Argille Italiane per Laterizi e Previsione del Loro Comportamento in Foggiatura, L’Industria dei Laterizi 46, (1997) 214-222. (Rec. 15/02/2008, Ac. 24/10/2008)

Conclusões

a incorporação de 20% de finos de gnaisse pos-sibilitou uma redução de 5% da absorção de água das telhas. Entretanto, isto não foi suficiente para que este parâmetro se enquadrasse dentro da norma. A carga de ruptura à flexão das telhas não foi alterada com a utilização do resíduo. Por outro lado, os valores obtidos foram satis-fatórios. Os resultados mostraram ainda que há necessidade de redução da porosidade da cerâ-mica após queima, mesmo com 20% de finos de

gnaisse incorporado. Isto pode ser obtido com incremento da temperatura e/ou tempo de per-manência na temperatura de patamar na etapa de queima das telhas. Pode-se ainda aumentar a reatividade da mas-sa cerâmica por meio do incremento do grau de empacotamento das peças e/ou redução do tamanho de partícula das matérias primas e ain-da reduzir a perda de massa durante a etapa de queima.

Agradecimentos

Referências

Documents

UTILIZAÇÃO DE LODO GALVÂNICO COMO MATÉRIA PRIMA · técnicas brasileiras NBR 10004 e 1000529,30. Metodologia. TEMPO TÉCNICO - Edição 03 13. 14 TEMPO TÉCNICO - Edição 03