AVALIAÇÃO NUMÉRICA E EXPERIMENTAL DE COMPÓSITOS … · sandwich composites with honeycomb core of different shapes using composites previously developed and verify if the numerical

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA (PPMEC)

UNIVERSIDADE FEDERAL DE SÃO JOÃO DEL-REI (UFSJ)

JEZRAEL ROSSETTI DUTRA

AVALIAÇÃO NUMÉRICA E EXPERIMENTAL DE

COMPÓSITOS SANDUÍCHE FEITOS COM SERRAGEM E

FIBRAS DE PIAÇAVA

São João del-Rei, 2014

JEZRAEL ROSSETTI DUTRA

AVALIAÇÃO NUMÉRICA E EXPERIMENTAL DE COMPÓSITOS SANDUÍCHE

FEITOS COM SERRAGEM E FIBRAS DE PIAÇAVA

Dissertação apresentada ao Programa de Mestrado em Materiais e Processos de Fabricação da Universidade Federal de São João del-Rei, como requisito para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica

Área de concentração: Materiais e Processos de Fabricação

Orientador: Prof. Dr. André Luis Christoforo

São João del-Rei, 2014

Ficha catalográfica elaborada pelo Setor de Processamento Técnico da Divisão de Biblioteca da UFSJ

Dutra, Jezrael Rossetti

D978a Avaliação numérica e experimental de compósitos sanduíche feitos com serragem e fibras de

piaçava [manuscrito] / Jezrael Rossetti Dutra . – 2014.

96f. ; il.

Orientador: André Luis Christoforo.

Dissertação (mestrado) – Universidade Federal de São João del-Rei. Departamento de Engenharia

Mecânica.

Referências: f. 97-107.

1. Engenharia mecânica - Teses 2. Compósitos - Teses 3. Fibra de piaçava - Teses 4. Serragem -

Teses 5. Materiais sanduíche - Teses 6. Elementos finitos - Teses 7. Honeycomb - Teses 8.

Condutividade - Teses I. Christoforo, André Luis (orientador) II. Universidade Federal de São João del-

Rei. Departamento de Engenharia Mecânica III. Título

CDU 620.1

AGRADECIMENTOS

Agradeço o apoio de todos os que cruzaram meu caminho em diferentes momentos e

contribuíram de alguma forma para meu aprimoramento, crescimento pessoal e profissional.

A Deus, pelo dom da vida, aos meus pais e irmãos pelo apoio incondicional, a Carol,

pela inspiração, incentivo e dedicação constantes, aos demais familiares, sempre presentes em

todos os momentos importantes da minha vida, e aos meus amigos, sem os quais não teria

conseguido concluir tal façanha.

A todos os meus professores, que nos anos de convivência, muito me ensinaram,

contribuindo para meu crescimento científico e intelectual.

Ao Prof. Dr. André Luis Christoforo, pela amizade, atenção e apoio durante o processo

de definição e orientação.

À Universidade Federal de São João del-Rei, pela oportunidade de realização do curso

de mestrado, pela concessão da bolsa de mestrado e pelo apoio financeiro para a realização

desta pesquisa.

Se o dinheiro for a sua esperança de independência, você

jamais a terá. A única segurança verdadeira consiste numa

reserva de sabedoria, de experiência e de competência.

Henry Ford

RESUMO

DUTRA, J.R. Avaliação numérica e experimental de compósitos sanduíche feitos com

serragem e fibras de piaçava. 2013. Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal de São

João del-Rei, São João del-Rei. 2013.

Introdução: O crescente aumento das preocupações ambientais tem nos levado a buscar

melhorar a eficiência de nossos produtos e processos fabris e a substituir materiais

convencionais por outros que melhor se adaptam às mesmas necessidades. Fibras naturais

estão se mostrando como uma matéria prima alternativa às fibras sintéticas habitualmente

empregadas na fabricação de materiais compósitos para diversas aplicações. A utilização de

tais fibras tem se mostrado promissora tanto em âmbito ecológico, quanto econômico. A

eficiência de algumas propriedades do compósito é por vezes melhorada empregando-se a

construção sanduíche. Objetivos: Desenvolver e caracterizar materiais compósitos à base de

fibras de piaçava e serragem de eucalipto para serem empregados respectivamente como

material para as lâminas e para o núcleo de materiais compósitos sanduíche. Desenvolver

compósitos sanduíche com núcleo honeycomb de diferentes geometrias utilizando os

compósitos previamente desenvolvidos e verificar se o comportamento numérico do mesmo é

semelhante ao comportamento experimental/real. Avaliar como o produto de rigidez e a

condutividade térmica equivalente de um material compósito sanduíche são afetados por

parâmetros construtivos tanto da lâmina quanto do núcleo. Métodos: Analisou-se

experimentalmente a influência do tratamento de mercerização sobre as fibras de piaçava

(soluções com 0%, 10% e 15% de NaOH) e sobre os compósitos laminados com elas

fabricados. O mesmo foi feito investigando os efeitos da inclusão de frações mássicas (0%,

5%, 10%) de partículas de cimento Portland/resina em compósitos particulados fabricados

com as proporções serragem/resina remanescentes (20/80, 40/60). As variáveis-resposta

módulo de elasticidade (MOE) e resistência à ruptura (MOR), obtidas nessas análises, foram

utilizadas como critério para a seleção dos materiais utilizados na fabricação de compósitos

sanduíche com núcleos de diferentes geometrias. O Método dos Elementos Finitos (MEF) e

algumas equações foram empregados para investigar o efeito da altura do favo (5, 10, 20 e 30

mm), da geometria do favo (hexagonal e retangular), da densidade do favo (2, 4 e 6 repetições

na largura), da espessura da parede do favo (1, 2 e 3 mm) e da espessura das lâminas (1, 2

mm) sobre o produto de rigidez e sobre a condutividade térmica equivalentes dos compósitos.

Resultados e Conclusão: O tratamento de mercerização não demonstrou influenciar

significativamente as propriedades das fibras de piaçava nem dos compósitos com elas

fabricados. Compósitos particulados fabricados com frações mássicas de 10% de

cimento/resina e 40/60 de serragem/resina apresentaram MOE significativamente superiores

às demais condições testadas. Nos compósitos sanduíche, observou-se que a alteração de

determinados parâmetros construtivos reflete de maneiras distintas e com diferentes

intensidades sobre o produto de rigidez e sobre a condutividade térmica equivalente. A

aplicação desejada é que norteará a combinação dos parâmetros a serem utilizados. A

condutividade térmica equivalente dos compósitos fabricados com os materiais desenvolvidos

e empregando a estrutura sanduiche apresentou-se próxima à de muitos materiais atualmente

empregados como isolantes.

Palavras-chave: Compósitos, Fibra de Piaçava, Serragem, Materiais Sanduíche, Elementos

Finitos, Honeycomb, Conditividade.

ABSTRACT

DUTRA, J. R. Numerical and experimental evaluation of sandwich composite made with

sawdust and piaçava fiber. 2013. Dissertation (Master engineering) – Universidade Federal

de São João del-Rei, São João del-Rei. 2013.

Introduction: The increasing environmental concerns have led us to seek the improvement of

the efficiency of our products and manufacturing process and to replace conventional

materials with others that better fit the same needs. Natural fibers have been shown as an

alternative raw material for synthetic fibers usually used in the manufacture of composite

materials in several applications. The use of such fibers has been shown promising in both

ecological, as well as economic context. The efficiency of some properties of the composite is

sometimes improved by using the sandwich construction. Objectives: To develop and

characterize composite materials based on piaçava fibers and eucalyptus sawdust to be used

respectively as material for face sheet and core in sandwich composite materials. To develop

sandwich composites with honeycomb core of different shapes using composites previously

developed and verify if the numerical behavior is the same to the similar experimental/ actual

one. To evaluate how the equivalent bending rigidity and thermal conductivity to a sandwich

composite material is affected by constructive parameters in face sheet as far as in core.

Methods: It was experimentally analyzed the influence of the mercerization treatment on

piaçava fibers (solutions with 0%, 10%, 15% of NaOH) and on the face sheet composites

made of them. The same was done investigating the effects of including mass fractions (0%,

5%, 10%) of the Portland cement particles/ resin into particulate composites made with

sawdust/ resin remaining proportions (20/80, 40/60). The Modulus of Elasticity (E) and

Tensile Strength (ST) variable-response, obtained from these analysis, were used as criteria

for the selection of materials used in the manufacture of sandwich composites with different

core shapes. The Finite Element Method (FEM) and some equations were used to investigate

the effect of the height of the core (5, 10, 20 e 30 mm), the core shape (hexagonal and

rectangular), the cell density (2, 4 and 6 replications in width) and thickness of the wall (1, 2 e

3 mm) and the thickness of the face sheet (1, 2 mm) on the bending rigidity and on the

equivalent thermal conductivity of the composites. Results and Conclusion: The

mercerization treatment neither showed significantly influence the properties of the piaçava

fiber nor the composites made of them. Particulate composites manufactured with 10% of

cement/ resin and 40/60 sawdust/ resin mass fractions showed significantly higher E to the

other conditions tested. In the sandwich composites, it was observed that the change in the

determined constructive parameters reflects in different ways and with different intensities on

the bending rigidity and on the equivalent thermal conductivity. The desired application will

guide the combination of parameters to be used. The equivalent thermal conductivity of the

composites made from the developed materials and using the sandwich structure has shown

being close to many other materials currently used as insulators.

Keywords: Composites, Piaçava Fibers, Sawdust, Sandwich Materials, Finite Element

Methods, Honeycomb, Conductivity.

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.1 - Classificação dos materiais compósitos segundo Daniel e Ishai (1994) ................ 7

Figura 2.2 - Classificação das fibras, origem e exemplos.. ........................................................ 9

Figura 2.3 - Região nativa das árvores de piaçava da espécie Attalea funifera. ...................... 13

Figura 2.4 - a) Fibra de Piaçava; b) Piaçaveira......................................................................... 13

Figura 2.5 - a) Superfície da fibra de piaçava sob uma ampliação de 50x; b) Pequenas

protuberâncias na superfície da fibra de piaçava sob uma ampliação de 1000x. ..................... 14

Figura 2.6 - Eucalyptus grandis. ............................................................................................... 15

Figura 2.7 - Compósito sanduíche com núcleo honeycomb ..................................................... 18

Figura 2.8 - Compósitos sanduíche com núcleo: a) Espuma; b) Corrugado; c) Honeycomb. .. 18

Figura 4.1 - Feixe de fibras de piaçava ..................................................................................... 42

Figura 4.2 - a) Barra de madeira de Eucalipto; b) Moinho tipo rotor ciclone; c) Agitador de

peneiras vibratórias; d) Partículas de serragem com faixa granulométrica 50-80 US-Tyler.... 42

Figura 4.3 - Cimento Portland CP-V ARI ................................................................................ 43

Figura 4.4 - Hidróxido de Sódio (NaOH) ................................................................................. 44

Figura 4.5 - a) Borracha de silicone; b) Catalisador. ................................................................ 44

Figura 4.6 - a) Máquina universal de ensaios SHIMADZU®; b) Garras utilizadas no teste de

tração; c) Suporte para flexão a três e quatro pontos; d) Extensômetro de vídeo digital. ........ 46

Figura 4.7 - a) Máquina universal de ensaios EMIC; b) Suporte para flexão a três pontos. .... 47

Figura 4.8 - a) Molde em borracha de silicone; b) Aspecto do corpo de prova para tração; c)

Ensaio de tração da resina. ....................................................................................................... 48

Figura 4.9 - a) Esquema apresentando o corpo de prova para ensaios das fibras; b) Imagem

apresentando o corpo de prova para ensaios das fibras. ........................................................... 50

Figura 4.10 - Preensão da fibra de piaçava nas garras da máquina de ensaio. a) vista frontal; b)

vista perfil. ................................................................................................................................ 50

Figura 4.11 - Secção transversal de fibras de piaçava. a) Diferenças no tamanho e forma das

fibras; b) Canais de passagem de nutrientes. ............................................................................ 51

Figura 4.12 - Estrutura para laminação. a) Estrutura sem a barra superior e antes da tecelagem;

b) Estrutura sem a barra superior e após a tecelagem; c) Estrutura completa após a tecelagem

e tensionamento das fibras. ....................................................................................................... 53

Figura 4.13 - a) Etapa anterior à laminação; b) Etapa de laminação e cura do material; c)

Laminado de piaçava. ............................................................................................................... 54

Figura 4.14 - Laminado de piaçava. a) Corpo de prova para ensaio de tração; b) Proteção nas

extremidades; c) Montagem do compósito na máquina de ensaio. .......................................... 55

Figura 4.15 - a) Molde para o material particulado; b) Batentes nas extremidade dos moldes;

c) Meterial extravazado pela fresta entre a tampa e as paredes laterais do molde; d) Compósito

após período de cura. ................................................................................................................ 58

Figura 4.16 - a) Compósito após o período de cura e marcado para corte dos corpos de prova;

b) Aparato para lixamento; c) Corpo de prova para o ensaio de flexão; d) Montagem do

compósito na máquina de ensaio. ............................................................................................. 59

Figura 4.17 - Corpos de prova. a) Laminado de piaçava; b) Particulado de serragem; c)

Marcações para a vídeo extensômetria. .................................................................................... 60

Figura 4.18 - Elementos Finitos utilizados nas simulações ...................................................... 61

Figura 4.19 - Comando rigids................................................................................................... 62

Figura 4.20 - Comando constrains. .......................................................................................... 63

Figura 4.21 - Moldes em silicone apresentando suas respectivas geometrias. ......................... 64

Figura 4.22 - Geometrias e dimensões dos núcleos a serem moldados. Acima vista frontal,

abaixo vista superior. ................................................................................................................ 64

Figura 4.23 - Núcleos honeycomb produzidos com material particulado de serragem e cimento

após desmoldagem. Acima vista frontal, abaixo vista superior. .............................................. 65

Figura 4.24 - a) União após o período de cura entre a lâmina e o núcleo; Compósitos

sanduíche com núcleos honeycomb: b) Geometria hexagonal; c) Geometria retangular. ........ 65

Figura 4.25 - a) Posicionamento do corpo de prova para o ensaio de flexão; b) Vista frontal no

momento anterior ao início do ensaio; c) Instante de um ensaio do corpo de prova. ............... 66

Figura 4.26 - Condições experimentais. A) Espessura da parede do favo e Altura do favo; B)

Espessura da lâmina.................................................................................................................. 67

Figura 4.27 - Condições experimentais. Geometrias hexagonais e retangulares. Densidades do

favo: a) 2 [Onda1]; b) 4 [Onda 2] e c) 6 [Onda 3] repetições na largura. ................................ 68

Figura 4.28 - Comprimento do favo (destacado em azul). ....................................................... 68

Figura 4.29 - Viga simplesmente apoiada submetida a uma força pontual aplicada na metade

da distância entre os apoios. ..................................................................................................... 69

Figura 4.30 - Analogia da resistência térmica de um material compósito sanduíche com uma

resistência elétrica..................................................................................................................... 71

Figura 5.1 - Gráficos de resíduos. Probabilidade normal: a) MOEt; b) MORt; Resíduos versus

ordem dos dados: c) MOEt; d) MORt; Resíduos versus valores ajustados: e) MOEt; f) MORt.

.................................................................................................................................................. 76

Figura 5.2 - Gráficos de resíduos. Probabilidade normal: a) MOEt; b) MORt; Resíduos versus

ordem dos dados: c) MOEt; d) MORt; Resíduos versus valores ajustados: e) MOEt; f) MORt.

.................................................................................................................................................. 78

Figura 5.3 - Análise micromecânica do compósito de piaçava. ............................................... 79

Figura 5.4 - Gráficos de probabilidade normal dos resíduos. a) MOEf; b) MORf. .................. 80

Figura 5.5 - Efeito da interação da proporção de serragem/resina e da proporção

cimento/resina sobre a média do (a) MOEf e do (b) MORf. ..................................................... 81

Figura 5.6 - Gráfico da probabilidade normal dos resíduos. Agrupamento apresentado na

Tabela 5.8. a) MOEf; b)MORf. Agrupamento apresentado na Tabela 5.9. c) MOEf; d)MORf.

.................................................................................................................................................. 83

Figura 5.7 - Comparação das curvas características dos compósitos honeycomb com núcleo

hexagonal e retangular submetidos ao ensaio de flexão a 3 pontos entre os modelos

experimental e numérico. ......................................................................................................... 85

Figura 5.8 - Produto de rigidez para compósitos com núcleo com geometria hexagonal ........ 87

Figura 5.9 - Produto de rigidez para compósitos com núcleo com geometria retangular ........ 87

Figura 5.10 - Produto de rigidez (N.m²) ................................................................................... 88

Figura 5.11 - Densidade planar do compósito sanduíche (Kg/m²) ........................................... 88

Figura 5.12 - Taxa de fluxo de calor para compósitos com núcleo com geometria hexagonal 89

Figura 5.13 - Taxa de fluxo de calor para compósitos com núcleo com geometria retangular 90

Figura 5.14 - Taxa de fluxo de calor (W) ................................................................................. 90

Figura 5.15 - Condutividade térmica equivalente para compósitos com núcleo com geometria

hexagonal .................................................................................................................................. 91

Figura 5.16 - Condutividade térmica equivalente para compósitos com núcleo com geometria

retangular .................................................................................................................................. 92

Figura 5.17 - Condutividade térmica equivalente (W/mK) ...................................................... 92

LISTA DE TABELAS

Tabela 4.1 - Condições experimentais para o tratamento das fibras de piaçava ...................... 49

Tabela 4.2 - Condições experimentais dos compósitos fabricados com fibras mercerizadas. . 52

Tabela 4.3 - Condições experimentais para o material compósito laminado ........................... 57

Tabela 4.4 - Propriedades utilizadas nas simulações ................................................................ 61

Tabela 4.5 - Incógnitas utilizadas na transferência de calor do compósito sanduíche com

núcleo com geometria honeycomb ........................................................................................... 72

Tabela 4.6 - Condutividade térmica de alguns materiais ......................................................... 73

Tabela 5.1 - Resultados dos ensaios de tração dos corpos de prova de resina. ........................ 74

Tabela 5.2 - Resultados dos ensaios de tração para fibra de piaçava tratada ou não com NaOH.

.................................................................................................................................................. 75

Tabela 5.3 - Resultados da ANOVA para o MOEt e MORt. .................................................... 75

Tabela 5.4 - Resultados dos ensaios de tração dos compósitos de fibra de piaçava. ............... 77

Tabela 5.5 - Resultados da ANOVA para o MOEt e MORt. .................................................... 77

Tabela 5.6 - Resultados dos ensaios de flexão dos compósitos de serragem. .......................... 79

Tabela 5.7 - Resultados da ANOVA para o MOEf e MORf. .................................................... 80

Tabela 5.8 - Agrupamentos por Tukey para o MOEf e para o MORf....................................... 82

Tabela 5.9 - Agrupamentos por Tukey para o MOEf e para o MORf...................................... 82

Tabela 5.10 - Resultados para o coeficiente de Poisson ........................................................... 83

Tabela 5.11 - Resultados dos ensaios de tração dos compósitos particulados ......................... 84

Tabela 5.12 - Deslocamentos obtidos experimental e numericamente para compósitos com

núcleo honeycomb e sua relação. .............................................................................................. 84

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

ASTM – American Society for Testing and Materials;

CAD – Computer Aided Design;

CGEE – Centro de Gestão e Estudos Estratégicos;

CITEC – Centro de Inovação e Tecnologia em Compósitos;

DCNAT – Laboratório do Departamento de Ciências Naturais;

EDS – Energy Dispersive X-ray Spectrometry;

EF – Elemento Finito;

HDPE ou PEAD – Polietileno de Alta Densidade;

LDPE ou PEBD – Polietileno de Baixa Densidade;

MDF – Fibra de Média Densidade;

MEF – Método dos Elementos Finitos;

MEV – Microscopia Eletrônica de Varredura;

MOE – Módulo de elasticidade;

MOEf – Módulo de Elasticidade em Flexão;

MOEt – Módulo de Elasticidade em Tração;

MORf – Módulo de Resistência à Flexão;

MORt – Módulo de Resistência à Tração;

NaOH – Hidróxido de Sódio;

NBR – Norma Brasileira (Denominação de norma da Associação Brasileira de Normas

Técnicas);

ONU – Organização das Nações Unidas;

PP – Polipropileno;

PVC – Cloreto de Polivinila;

TGA – Análise Termogravimétrica;

UFSJ – Universidade Federal de São João del-Rei;

US-Tyler – Tamanho de malha para seleção;

VARTM – Moldagem por Transferência de Resina Assistida por Vácuo.

LISTA DE SÍMBOLOS

lA – área a ser laminada;

tfA – área total ocupada pelas fibras;

A – área;

P – força

equivalentek – condutividade térmica equivalente

k – condutividade térmica;

pfρ – densidade planar das fibras;

φ – diâmetro;

L – distância entre os apoios

V – fração volumétrica de cada componente

(12%)apρ – massa específica aparente a 12% de umidade;

tfm – massa total de fibras;

maxv – máximo deslocamento

.propP – propriedade a ser investigada;

0tf – resistência à tração paralela às fibras;

LR – resistência térmica da lâmina

NR – resistência térmica do núcleo

totalR – resistência total do compósito;

condq – taxa na qual o calor é transferido por condução;

sT – temperatura na superfície da lâmina;

cl – comprimento crítico;

fρ – densidade da fibra;

fm – massa de fibras;

ArR – resistência térmica do ar

kR - resistência térmica;

fv – volume de fibras;

mv – volume de matriz;

G – giga (109 unidades da grandeza);

k – quilo (103 unidades da grandeza);

L – comprimento;

M – mega (106 unidades da grandeza);

Pa – Pascal;

T – temperatura;

µ – micro (10-6 unidades da grandeza);

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO ................................................................................................................ 1

1.1. OBJETIVOS ............................................................................................................... 3

1.2. JUSTIFICATIVAS ..................................................................................................... 3

1.3. ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO .......................................................................... 4

2. ASPECTOS FUNDAMENTAIS ..................................................................................... 6

2.1. MATERIAIS COMPÓSITOS ESTRUTURADOS .................................................... 6

2.1.1. COMPÓSITOS POLIMÉRICOS REFORÇADOS COM FIBRAS ...................... 8

2.1.2. COMPÓSITO SANDUÍCHE ............................................................................ 17

2.2. TRANSFERÊNCIA DE CALOR .................................................................................. 20

2.3. ELEMENTOS FINITOS................................................................................................ 22

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ...................................................................................... 26

3.1. COMPÓSITOS FABRICADOS COM FIBRAS DE PIAÇAVA................................... 26

3.2. COMPÓSITOS FABRICADOS COM SERRAGEM DE MADEIRA .......................... 29

3.3. ESTRUTURAS SANDUÍCHE ...................................................................................... 33

3.4. CONCLUSÃO DA REVISÃO ...................................................................................... 40

4. MATERIAIS E MÉTODOS .......................................................................................... 41

4.1. MATERIAIS ............................................................................................................ 41

4.1.1. FASE MATRIZ .................................................................................................. 41

4.1.2. FASE DISPERSA: FIBRA DE PIAÇAVA (ATTALEA FUNIFERA) ................. 41

4.1.3. FASE DISPERSA: SERRAGEM DE EUCALIPTO (EUCALYPTUS GRANDIS)

42

4.1.4. FASE DISPERSA: PARTÍCULAS DE CIMENTO............................................ 43

4.1.5. HIDRÓXIDO DE SÓDIO ................................................................................. 43

4.1.6. BORRACHA DE SILICONE ............................................................................. 44

4.2. EQUIPAMENTOS ................................................................................................... 45

4.2.1. MÁQUINA UNIVERSAL DE ENSAIOS SHIMADZU® ................................... 45

4.2.2. MÁQUINA UNIVERSAL DE ENSAIOS EMIC ................................................ 46

4.3. METODOLOGIA EXPERIMENTAL ..................................................................... 47

4.3.1. CARACTERIZAÇÃO DA RESINA .................................................................... 47

4.3.2. TRATAMENTO DA FIBRA DE PIAÇAVA ....................................................... 48

4.3.3. MATERIAL PARTICULADO DE SERRAGEM ................................................ 56

4.3.4. COEFICIENTE DE POISSON ......................................................................... 59

4.3.5. ENSAIOS NUMÉRICOS ................................................................................... 60

4.3.6. VALIDAÇÃO DO MODELO NUMÉRICO ...................................................... 63

4.3.7. COMPÓSITO SANDUÍCHE ............................................................................ 67

5. RESULTADOS E DISCUSSÃO ................................................................................... 74

5.1. CARACTERIZAÇÃO DA RESINA ........................................................................ 74

5.2. INVESTIGAÇÃO DO EFEITO DA MERCERIZAÇÃO SOBRE A FIBRA DE

PIAÇAVA ............................................................................................................................ 74

5.3. INVESTIGAÇÃO DO EFEITO DA MERCERIZAÇÃO DE FIBRAS DE

PIAÇAVA UTILIZADAS EM COMPÓSITOS DE MATRIZ EPÓXI ................................ 76

5.4. MATERIAL PARTICULADO DE SERRAGEM .................................................... 79

5.5. COEFICIENTE DE POISSON ................................................................................. 83

5.6. VALIDAÇÃO DO MODELO NUMÉRICO ............................................................ 84

5.7. COMPÓSITO SANDUÍCHE ................................................................................... 86

5.7.1. PRODUTO DE RIGIDEZ ................................................................................. 86

5.7.2. CONDUTIVIDADE TÉRMICA ........................................................................ 88

6. CONCLUSÕES ............................................................................................................... 94

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................. 97

APÊNDICE A – TABELA DE DADOS E RESULTADOS .............................................. 108

1. INTRODUÇÃO

No decorrer das últimas décadas tem-se notado o aumento da demanda por materiais

destinados à fabricação de produtos dos mais diversos e variados tipos. Durante o processo de

obtenção da matéria prima e também durante o processo produtivo sempre há um índice de

perda/geração de resíduos que são inevitáveis e inerentes ao processo. Quando tais resíduos

não são destinados corretamente acabam por gerar grandes preocupações ambientais. Muitas

das vezes a própria indústria geradora destes resíduos não percebe que estes podem ser

utilizados na confecção de novos produtos e, assim, gerar maiores rendas para a mesma e

concomitantemente dar uma nova utilização no que antes era por ela considerado lixo.

O uso de materiais ditos ecologicamente amigáveis vem se tornando cada vez mais

popular e necessário. Tal demanda induz à realização pesquisas referentes ao

desenvolvimento e a caracterização dos mesmos, para serem utilizados nas indústrias de

construção civil, automotiva, dentre outras.

Os materiais ecologicamente amigáveis em uma definição simples são aqueles que não

são prejudiciais ao meio ambiente ou que contribuem para evitar a poluição, seja do ar, da

água ou da terra. Geralmente são biodegradáveis, oriundos de recursos renováveis ou mesmo

são feitos com material reciclado.

Nessa categoria enquadram-se as fibras naturais (bambu, sisal, juta, piaçava, etc.) e as

madeiras (Pinus, Eucalipto, etc.) que, em seu processo de extração e beneficiamento, geram

quantidades de resíduos significativas. Estima-se que 20% de fibras de piaçava são eliminadas

durante a cadeia produtiva de vassouras, escovas e cobertura de quiosques. Na grande maioria

das vezes seu destino é ser queimada (D’Almeida et al., 2006). Na cadeia produtiva madeira-

móveis estima-se que somente entre 30% a 60% de uma árvore é aproveitada (Freitas, 2000).

Seu resíduo possui principalmente a forma de serragem e de retalhos que, são descartados no

lixo ou queimados visando à produção de energia. Nota-se, portanto, que em ambos os casos

existe um problema com o destino atualmente dado aos seus resíduos e que alternativas

devem ser pesquisadas, para a utilização destes resíduos de uma forma mais ecologicamente

correta.

2 INTRODUÇÃO

As fibras naturais e a madeira estão se mostrando como excelentes alternativas na

fabricação de materiais compósitos. Estes, por sua vez, são obtidos por meio da união de

distintos materiais almejando com isso conseguir uma combinação de propriedades que não é

possível de se obter nos materiais originais. A seleção dos materiais constituintes é feita

objetivando obter combinações pouco usuais de rigidez, resistência, peso, resistência à

corrosão, dureza, condutividade entre outros (GHASEMZADEH, 2009).

Tanto a madeira quanto as fibras são utilizadas geralmente como fase dispersa em uma

matriz feita com uma resina termofixa, ou seja, uma resina inicialmente líquida que se

solidifica com o calor ou na presença de um catalisador, não voltando ao estado líquido, tal

como a resina epóxi, fenólica, etc. O estado inicialmente líquido da resina permite a

confecção de materiais com geometrias complexas, visto que podem assumir a forma dos

moldes. Em compósitos à base de fibras naturais, as pesquisas relacionadas ao tema estão se

focando na utilização das mesmas como alternativa às fibras sintéticas comumente utilizadas

(carbono, vidro e aramida) (REIS e CARNEIRO, 2013). As fibras naturais, quando

comparadas às sintéticas, apresentam menor densidade, menor abrasividade e menor custo. Já

no que tange às pesquisas sobre compósitos à base de madeira o interesse maior encontra-se

no fato destes materiais apresentarem resistência mecânica moderada e baixa densidade

(ICHAZO et al., 2001). Uma das vertentes de pesquisas destes materiais volta-se para

utilização de serragem como material da fase dispersa. Em ambos os casos os resíduos dos

processos produtivos, já mencionados, podem ser utilizados na fabricação de novos materiais,

fazendo com que estes deixem de ser resíduos e passem a ser valorizados como matéria

prima.

Dentre os tipos de materiais compósitos amplamente estudados estão os compósitos

sanduíche. Estes, por sua vez, são tipicamente feitos através da união de duas finas, rígidas e

resistentes lâminas (feitas em sua grande maioria de materiais laminados com fibras sejam

sintéticas ou orgânicas), a um núcleo leve e grosso (geralmente utilizam-se espumas ou

materiais com geometria vazada) (PETRAS, 1998). Sua utilização é interessante por ser um

tipo de material extremamente resistente e apresentar baixo peso quando comparado a

materiais convencionais. Além disso, quando confeccionados com materiais orgânicos

fornecem outros benefícios, tais como: grande flexibilidade com relação à forma, baixa

condutividade elétrica, amortecimento de vibrações e isolamento térmico e acústico

(MENTA, 2012).

A seleção dos materiais que comporão a lâmina e o núcleo, bem como as características

construtivas dos mesmos, são capazes de influenciar significativamente as propriedades

3 INTRODUÇÃO

físicas e mecânicas deste compósito sanduíche. Entender como tais alterações construtivas

afetam tais propriedades é de vital importância para a elaboração de um projeto que envolva a

utilização dos mesmos.

1.1.OBJETIVOS

O presente trabalho tem como principais objetivos:

Desenvolver e caracterizar materiais utilizando-se resíduos das indústrias de piaçava e

da indústria madeira-móveis para serem utilizados, respectivamente, como material

constituinte da lâmina e do núcleo de um compósito sanduíche.

Fabricar um compósito sanduíche, utilizando-se os materiais desenvolvidos e verificar

se o comportamento numérico do mesmo é semelhante ao comportamento experimental.

Avaliar, computacionalmente, através de simulações, utilizando-se o Método dos

Elementos Finitos e/ou do uso de equações, a forma como o produto de rigidez e a

condutividade térmica equivalente de um material compósito sanduíche, confeccionado com

os materiais previamente desenvolvidos, são afetados por parâmetros construtivos tanto da

lâmina quanto do núcleo.

1.2.JUSTIFICATIVAS

Segundo o CGEE (2010), legislações de países da União Europeia e do Japão

estabelecem que até 2015, 90% das peças dos automóveis produzidos em seus territórios

deverão ser recicláveis; que projeções da ONU (2008) indicam que o consumo de móveis

provenientes de fontes sustentáveis (entre elas, fibras naturais) dobrará nos próximos dez anos

em todo mundo; e que o mercado interno brasileiro de fibras naturais e de seus compósitos,

desde 2005, cresce 5,5% ao ano em volume, substituindo fibras sintéticas em aplicações

tradicionais ou de tecnologia e materiais avançados. Tais fatos acabam por impulsionar

pesquisas referentes à utilização fibras naturais para as mais diversas aplicações industriais.

Além disso, e como já discutido no decorrer da introdução, os resíduos dos processos

produtivos, quando descartados de forma inapropriada ou mesmo quando são queimados,

4 INTRODUÇÃO

geram problemas ambientais. A utilização mais racional dos recursos e um maior

aproveitamento dos mesmos podem vir a reduzir este impacto.

O desenvolvimento de produtos que utilizem resíduos como matéria prima para a

fabricação de novos materiais torna-se interessante tanto no âmbito ecológico, por reduzir o

volume de resíduos a ser descartados, quanto no âmbito financeiro, pois o resíduo poderá

passar a ser tratado como um subproduto do processo produtivo, tornando-se uma excelente

oportunidade de negócio para o produtor, pois este estará produzindo produtos com preços

mais baixos, por utilizar como matéria prima algo que antes era tido como descartável.

Os resíduos das indústrias de piaçava bem como o da indústria madeira-móveis foram

escolhidos para o desenvolvimento deste trabalho por serem produzidos em quantidades

significativas, serem de fácil obtenção para estudo e por serem fontes de pesquisas recentes.

1.3.ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO

A presente dissertação está dividida em seis capítulos.

Na introdução, tema deste capítulo, foram apresentadas informações que motivaram a

elaboração desse trabalho, assim como dos seus objetivos e justificativas.

No segundo capítulo são abordados os aspectos fundamentais sobre os materiais

compósitos, sobre métodos de transferência de calor e, sobre o Método dos Elementos Finitos

(MEF). São também descritos o funcionamento de estruturas sanduíche, as suas vantagens e

desvantagens, o seu desenvolvimento, os tipos e algumas formas de melhorar a adesão entre a

matriz e o reforço nessas estruturas.

O terceiro capítulo versa sobre a revisão bibliográfica realizada e busca apresentar

aspectos do estado-da-arte. A pesquisa bibliográfica foi dividida em três subitens os quais,

respectivamente, procuram apresentar o que está sendo estudado sobre as fibras naturais

(Piaçava) e sua utilização em materiais compósitos, sobre materiais particulados à base de

serragem e sobre as estruturas sanduíche.

No quarto capítulo são abordados os materiais e os métodos utilizados no decorrer desta

pesquisa. A primeira parte deste consiste na apresentação dos materiais utilizados bem como

em informações pertinentes aos mesmos. A segunda parte consiste em apresentar os

equipamentos utilizados para a obtenção das variáveis resposta de interesse. A terceira parte

versa sobre a metodologia empregada e é composta por etapas distintas. Sendo assim, optou-

se por dividi-la em subitens que, dentre os quais estão contidos: caracterização da resina;

5 INTRODUÇÃO

caracterização e análise da influência da mercerização sobre as fibras de piaçava e de seus

compósitos; desenvolvimento e caracterização de um material compósito particulado com

serragem; obtenção do coeficiente de Poisson dos materiais desenvolvidos; descrição dos

métodos utilizados nas simulações numéricas que estarão presentes nas etapas posteriores;

validação do método numérico de um ensaio de flexão a 3 pontos de um compósito sanduíche

fabricado com núcleo de geometria honeycomb através da comparação com ensaios

experimentais e análise da influência da alteração de parâmetros construtivos do compósito,

sobre o produto de rigidez e sobre a condutividade térmica equivalente do mesmo.

No capítulo cinco, são apresentados os resultados obtidos nos testes experimentais e

simulações realizadas, seguindo os procedimentos descritos no capítulo anterior bem como as

discussões pertinentes.

No sexto e último capítulo, são feitas as conclusões sobre os resultados obtidos, os quais

foram apresentados no capítulo cinco.

2. ASPECTOS FUNDAMENTAIS

O objetivo deste capítulo é propiciar o referencial teórico necessário ao bom

entendimento deste trabalho, a saber: 2.1) Materiais compósitos; 2.2) Métodos de

transferência de calor e; 2.3) Método dos elementos finitos.

Cada um dos três itens enumerados será devidamente teorizado.

2.1.MATERIAIS COMPÓSITOS ESTRUTURADOS

Projetos inovadores de componentes de alto desempenho em sustentação de cargas são

sempre procurados em aplicações de alta tecnologia, tais como aeronaves, satélites, carros de

corrida, próteses, etc. Suas estruturas devem ter a menor massa possível enquanto mantêm

alta rigidez e resistência e alguma tolerância ao impacto. Eficiência estrutural faz-se então

necessária e isso pode ser obtido através da escolha de materiais mais eficientes e da

geometria da estrutura.

Um catálogo de materiais pode ser utilizado como uma forma de selecionar o material

adequado, porém, há um longo caminho a percorrer através de um labirinto de classes de

materiais que de modo progressivo e sistemático deverá levar a escolha do material a ser

utilizado.

Hodiernamente um tipo de material vem ganhando bastante atenção e estudo, o material

compósito estruturado. Esse pode ser definido como sendo um sistema de materiais composto

de duas ou mais fases numa escala macroscópica, cujo desempenho mecânico e propriedades

são projetadas para serem superiores àquelas dos materiais constituintes atuando de forma

independente. Uma das fases é geralmente descontínua, mais forte e resistente, sendo

denominada reforçadora; enquanto que a fase menos resistente e continua é denominada

matriz. Algumas vezes, devido a interações químicas ou efeitos de outros processos, uma fase

adicional, chamada interface, surge entre a fase dispersa e a matriz (DANIEL; ISHAI, 1994).

Outra perspectiva sobre a definição acerca de um material compósito considera que ele é

7 ASPECTOS FUNDAMENTAIS

aquele que é composto por dois ou mais materiais individuais, sejam eles pertencentes às

categorias dos materiais metálicos, cerâmicos ou poliméricos (CALLISTER, 2008).

Para Daniel e Ishai (1994), os materiais compósitos bifásicos podem ser classificados

em três grandes categorias dependendo do tipo, geometria e orientação da fase de reforço

(Figura 2.1).

- Compósito particulado – consiste de partículas de vários tamanhos e formas

randomicamente dispersas dentro da matriz.

- Compósito de fibras descontínuas (whiskers) – contém pequenas fibras como

reforçadores.

- Compósito de fibras contínuas – são reforçados por longas fibras contínuas. São mais

eficientes sob o ponto de vista de rigidez e força. As fibras podem ser orientadas

paralelamente (unidirecional), formando ângulos entre si (crossply), ou serem distribuídas em

várias direções (multidirecional).

Figura 2.1 - Classificação dos materiais compósitos segundo Daniel e Ishai (1994)


A eficiência destes em reduzir o peso de componentes e aumentar a economia de

combustível tem sido notada pelas indústrias de transporte. Células de sobrevivência de carros

de corrida são feitas de compósitos proporcionando com isso mais segurança aos pilotos com

menor peso. Artigos esportivos tais como raquetes de tênis e de squash, tacos de golfe,

bicicletas e remos estão sendo feitos também destes materiais. Além da redução de peso,

obtêm-se também outros benefícios com a utilização de materiais compósitos como a

capacidade suportar ambientes extremos, confiabilidade, sustentabilidade, boa relação ciclo

de vida/custo.

2.1.1. COMPÓSITOS POLIMÉRICOS REFORÇADOS COM FIBRAS

Ao longo das últimas décadas notou-se que os polímeros têm substituído materiais

convencionais em várias aplicações e que em grande parte delas suas propriedades são

modificadas utilizando-se fibras. Os materiais compósitos poliméricos reforçados com fibras

são alguns dos materiais mais úteis e aplicáveis que um projetista de alto desempenho tem a

sua disposição devido às altas propriedades de rigidez e resistência específicas e são, portanto,

os materiais preferidos das indústrias de transporte marítima, ferroviária e aeronáutica

(HEIMBS et al., 2007).

A classificação das fibras, sua origem e alguns exemplos são apresentados na Figura

2.2.


Figura 2.2 - Classificação das fibras, origem e exemplos. Adaptado de PANDEY et al. (2010).

Habitualmente as resinas utilizadas como matriz são de epoxy, poliéster ou fenólicas e

reforçadas com fibras de vidro, aramida ou carbono. A grande vantagem de se produzir

compósitos com estas fibras convencionais é que um limite bem definido de suas

propriedades pode ser alcançado. Já a grande desvantagem encontra-se no problema da sua

eliminação após o final de sua vida útil, pois, como seus componentes apresentam-se

intimamente ligados e relativamente estáveis são, portanto, difíceis de separar e reciclar

(MOHANTY et al., 2000).

Aliado a isso, a crescente consciência ambiental e a exigências legais, a fabricação, o

uso e a eliminação das estruturas usualmente feitas com estas resinas e fibras convencionais

estão sendo consideradas e, mudanças de paradigma em direção a projetos utilizando

materiais compatíveis com o meio ambiente vêm ganhando força (KARNANI et al., 1997).

É neste contexto ecológico que a incorporação de fibras vegetais naturais em matrizes

feitas de biopolímeros derivados da celulose, os chamados biocompósitos foram criados e

ainda estão sendo desenvolvidos. Os biocompósitos consistem de um polímero biodegradável

como material da matriz e frequentemente fibras vegetais naturais como elementos de reforço.

Uma vez que ambos os componentes são biodegradáveis, o compósito como um todo é

também biodegradável (MOHANTY et al., 2000).


Apesar de os biocompósitos mostrarem-se bastante sedutores, os melhores plásticos de

engenharia são obtidos de polímeros sintéticos, mas não biodegradáveis. Isto remete-nos à

fabricação de compósitos de polímeros sintéticos não biodegradáveis (matriz termoplástica ou

termorrígida) com fibras vegetais naturais. Tal combinação pode ser considerada uma nova

classe de materiais, mas que não é completamente biodegradável e que possui benefícios

ambientais positivos com relação à utilização de matéria prima e também com relação ao

descarte (KARNANI et al., 1997; MOHANTY et al., 2000).

As fibras vegetais naturais têm recentemente atraído a atenção dos cientistas devido às

vantagens que fornecem quando comparadas a materiais convencionais de reforço. Dentre

elas estão às boas propriedades de resistência e módulo específico, baixo custo, baixa

densidade, alta tenacidade, boas propriedades térmicas, provoca reduzidos desgastes às

ferramentas, baixa irritação dérmica e respiratória, facilidade de separação, elevada

recuperação de energia e biodegradabilidade (KARNANI et al., 1997; MASOODI et al.,

2012).

Concomitantemente ao exposto previamente, o desenvolvimento de materiais

compósitos poliméricos reforçados com fibras vegetais naturais tem sido objeto de crescente

interesse. Eles são pretendidos por oferecer vantagens ambientais como: reduzir a

dependência de fontes de energia/materiais não renováveis, menor emissão de poluentes,

menor emissão de gases de efeito estufa, maior recuperação de energia e a maior

biodegradabilidade de seus resíduos (JOSHI et al., 2004). Além disso, têm sido indicados

como alternativa econômica potencialmente viável para a fixação de carbono na natureza,

redução da emissão de CO2 para a atmosfera durante o seu ciclo de produção, processamento

e utilização, incluindo a possibilidade de comércio de créditos de carbono para a produção em

cadeia (PANDEY et al., 2010).

A Daimler-Chrysler descobriu que o uso de fibras naturais em um invólucro do motor e

da transmissão reduz o peso em 10%, reduz a energia necessária para produção em 80%

enquanto mantém o preço 5% menor quando comparado a compósitos reforçados com fibra

de vidro. Consequentemente, a aplicação de compósitos de fibras naturais tanto de matriz

termoplástica quanto de termorrígida é bastante promissora no setor automobilístico

(BROSIUS, 2006 apud MASOODI et al., 2012). Para de Deus et al. (2005), as fibras de

piaçava reforçando matrizes de poliéster mostraram-se promissoras para serem utilizadas em

compósitos comuns, tais como os empregados em assentos de trens, entre outras.

Porém, há também alguns aspectos indesejáveis das fibras vegetais naturais como o fato

de absorverem umidade, provocando um inchaço das mesmas, possuírem baixa resistência


térmica, e de que suas propriedades mecânicas, físicas e até químicas serem fortemente

dependentes da safra e influenciadas pelo clima, localização, características do solo,

circunstâncias climáticas, etc. Além disso, as propriedades de tais fibras são afetadas pelos

processamentos aos quais estas fibras são submetidas e também pela forma com que são

incorporadas ao compósito (RODRÍGUEZ et al., 2005; VAN DE WEYENBERG et al., 2006;

KALIA et al., 2009; MYLSAMY e RAJENDRAN, 2011).

Restrições ao sucesso na utilização das fibras vegetais naturais em compósitos também

são encontradas e são ocasionadas principalmente devido a sua baixa resistência microbiana,

susceptibilidade ao apodrecimento, incompatibilidade com a matriz e a difícil previsão das

propriedades do compósito (VAN DE WEYENBERG et al., 2006; JOHN e

ANANDJIWALA, 2008).

A incompatibilidade entre as fibras vegetais e a matriz é oriunda do fato das fibras

serem de natureza hidrofílica, pois são derivadas de lignocelulose, que contém grupos

hidroxila fortemente polarizados, e da matriz polimérica ser hidrofóbica. Como consequências

diretas deste fato encontram-se uma fraca adesão interfacial entre a fibra polar e hidrofílica e a

matriz não polar e hidrofóbica e dificuldades de mistura devidas à baixa molhabilidade da

fibra pela matriz o que leva a uma fraca interface destes compósitos (JOHN e

ANANDJIWALA, 2008; SREENIVASAN et al., 2012).

Uma interface fibra/matriz forte acarreta em um melhor desempenho em resistência do

compósito devido à transferência mútua das cargas externamente aplicadas ao compósito

entre a matriz e as fibras. As cargas aplicadas diretamente à matriz na superfície do compósito

são transferidas para as fibras próximas à superfície e isto é propagado fibra a fibra através da

matriz e da interface. Caso a interface seja fraca, a distribuição efetiva da carga não é

alcançada e as propriedades do compósito são prejudicadas. Por outro lado, uma forte

interface pode assegurar que o compósito possa suportar cargas mesmo após o rompimento de

várias fibras porque a carga pode ser transferida a porções intactas das fibras rompidas e

também das não rompidas. Além das desvantagens ocasionadas nos carregamentos mecânicos

externos, uma fraca interface pode ocasionar uma falha prematura quando o compósito é

submetido a um stress térmico devido aos diferentes coeficientes de expansão térmica da fibra

e da matriz (JOHN e ANANDJIWALA, 2008).

Devido à baixa compatibilidade entre as fibras naturais e a matriz polimérica, as fibras

devem ser adequadamente modificadas por meio de tratamentos físicos ou químicos com o

objetivo de melhorar a adesão entre ambas (PANDEY et al., 2010).


Além do que já foi exposto, estudos com as fibras e com compósitos reforçados por

fibras estão sendo realizados visando seu emprego como materiais isolantes. Al-Sulaiman

(2003) realizou um estudo com compósitos reforçados com fibras de phoenix dactylifera e

verificou condutividades térmicas variando entre 0,16 a 0,24 W mK . Neste estudo, foi

verificada a influência do tipo de resina (fenólica ou epóxi), da pressão de cura, da proporção

fibra/resina, orientação e tamanho das fibras sobre a condutividade térmica dos materiais

sendo que os três primeiros fatores é que se mostraram significativos. A redução dos espaços

vazios no interior do compósito foi apresentada como sendo a causa do aumento da

condutividade térmica nesses materiais. Neira (2005) avaliou a condutividade térmica de

mantas de sisal submetidas ou não ao tratamento superficial de mercerização com

concentração de 2% p/p e com diferentes gramaturas. Verificou condutividades variando entre

0,0619 a 0,0682W mK sendo os melhores resultados obtidos para as fibras tratadas. Kim et

al. (2006) investigaram a condutividade térmica de termoplásticos reforçados com fibras

naturais.

A condutividade térmica é de grande importância em compósitos reforçados por fibras

naturais, uma vez que as fibras naturais apresentam menores condutividades térmicas quando

comparadas às fibras convencionais tais como a fibra de vidro e a de carbono. As cavidades

inerentes da microestrutura das fibras naturais são responsáveis por torná-las isolantes

térmicas e possibilitando seu uso muitos campos de aplicação (LIU et al., 2012).

2.1.1.1. A fibra de piaçava (Attalea funifera)

Embora as características de várias fibras vegetais estejam sendo amplamente discutidas

na literatura, há ainda fibras menos conhecidas e com grande potencial como material de

engenharia que merecem estudos mais aprofundados (NASCIMENTO et al., 2012). É neste

contexto que está inserida a fibra de Piaçava.

A fibra de Piaçava é um tipo de fibra vegetal lignocelulósica, naturalmente rígida, com

composição química de 31,6% de celulose e 48% de lignina (D’ALMEIDA, AQUINO E

MONTEIRO, 2006). Segundo Agrela et al. (2009) apresentam densidade de 1,12 g/cm³.

Ela podem atingir 4 metros de comprimento e apresenta um diâmetro médio de 1,1 mm.

É usualmente utilizada na fabricação de vassouras, escovas, cordas, tapetes e telhados e


estima-se que 20% da produção é descartada ou queimada nas indústrias de transformação

(AQUINO et al., 2001).

São habitualmente extraídas da folha de uma palmeira nativa do estado da Bahia, região

sudeste do Brasil (Figura 2.3). Apresentam resistência à tração de 108,5 a 147,3 MPa, módulo

de Young de 5,5 a 6,3 GPA para fibras de diâmetro 0,25 a 0,70 mm e limite de escoamento de

69,8 a 81,7 MPa (NASCIMENTO et al., 2012).

Figura 2.3 - Região nativa das árvores de piaçava da espécie Attalea funifera.

A Figura 2.4-a ilustra a fibra de piaçava e a Figura 2.4-b ilustra a piaçaveira.

Figura 2.4 - a) Fibra de Piaçava; b) Piaçaveira (Fonte: JOHN, 2011)

b) a)


A Figura 2.5-a ilustra o aspecto comum de uma fibra de piaçava obtida no microscópio

eletrônico de varredura (MEV) a uma ampliação de 50 vezes. A Figura 2.5-b ilustra uma

ampliação de 1000 vezes da superfície de uma fibra de piaçava obtida no MEV. Nota-se a

presença de inúmeras protuberâncias que, segundo d’Almeida et al. (2006), podem ser

atribuídas a partículas de silício.

Figura 2.5 - a) Superfície da fibra de piaçava sob uma ampliação de 50x; b) Pequenas protuberâncias na superfície da fibra de piaçava sob uma ampliação de 1000x.

2.1.1.2. Eucalipto (Eucalyptus grandis)

Eucalyptus é um gênero da família Myrtaceae, que inclui cerca de 900 espécies e

subespécies (BROOKER e KLEINIG, 2006).

As espécies do gênero Eucalyptus não são originárias do Brasil e sua introdução ocorreu

no início do século XIX. Inicialmente foi plantado com a finalidade de ornamentação ou para

servir de quebra-ventos, todavia, destacou-se como plantação com fins lucrativos. Sua

madeira tem-se prestado a uma série de finalidades como: lenha, estacas, moirões, dormentes,

carvão vegetal, indústrias química e farmacêutica, fabricação de casas, móveis e estruturas

para construção civil (PEREIRA et al., 2000; SOUZA; LORENZI, 2008). Cerca de 3,5

milhões de hectares de eucalipto são cultivados no país para a produção de madeira

(PEREIRA, 2010).

Dentre as espécies plantadas no país encontram-se o Eucalyptus Grandis (Figura 2.6) e

seus híbridos (GONZÁLEZ, 2002). Estes vêm sendo cultivados intensamente com o objetivo

principal de atender às demandas do setor de papel e celulose, chapas duras e painéis

a) b)


aglomerados, bem como o setor de carvão vegetal para uso siderúrgico e metalúrgico

(SILVA, 2002).

Figura 2.6 - Eucalyptus grandis. Fonte: Wikipedia, 2013.

A utilização de madeiras oriundas de reflorestamento, principalmente a de eucalipto,

vem aumentando devido a crescente preocupação com a preservação das florestas nativas e

com o aumento do conhecimento de suas propriedades (FERREIRA et al., 2004).

Analisando do ponto de vista ambiental, a utilização de madeira reflorestada contribui

significativamente para a proteção e conservação dos recursos naturais existentes, por

preservar áreas de mata nativa e evitar a extinção de espécies consideradas nobres, geralmente

de madeira dura e crescimento muito lento que seriam utilizadas com fins industriais e

geração energética (GONZÁLEZ, 2002).

As principais razões do uso extensivo do gênero Eucalyptus em reflorestamentos

comerciais em várias partes do mundo se devem ao seu rápido crescimento, grande variedade

de espécies, o que possibilita a adaptação dessas culturas a diferentes tipos de clima e solo, à

produção de fibras e polpa de madeira de alta qualidade, o baixo custo e o curto período de

corte (5-7 anos na maioria dos casos) (HO et al., 1998; ANGELI, 2006).

A NBR 7190 (1996) apresenta inúmeras propriedades da madeira de Eucalyptus

grandis, que, segundo a mesma, apresenta: massa específica aparente a 12% de umidade de

3(12%) 640ap Kg mρ = e resistência à tração paralela às fibras de 0 70, 2tf MPa = . Segundo

Nogueira et al. (1993) apresenta uma condutividade térmica de 0,5188 W mK .


2.1.1.3. Compatibilidade fibra-matriz

As propriedades de um compósito dependem tanto das propriedades de seus

componentes individuais quanto da sua compatibilidade interfacial (BLEDZKI et al., 1996).

O maior problema com a incorporação de fibras naturais como fase reforçadora em

compósitos de matriz termoplástica encontra-se na sua fraca compatibilidade e adesão

interfacial entre a fibra polar-hidrofílica e a matriz não polar-hidrofóbica (GODA et al., 2006;

Kalia et al., 2009).

Buscando atenuar este problema, são utilizados métodos físicos e químicos para

modificar as fibras e melhorar as propriedades mecânicas dos compósitos (MALKAPURAM

et al., 2009; SINGHA; RANA, 2012).

Dentre uma vasta gama de tratamentos utilizados encontra-se a mercerização que,

segundo a norma ASTM D1695-07, é o processo que submete uma fibra vegetal à ação de

uma solução aquosa de uma base forte e concentração adequada de modo a produzir grande

intumescimento com resultantes alterações na sua estrutura fina, dimensões, morfologia e nas

propriedades mecânicas.

A mercerização, tratamento alcalino de fibras de celulose, é dependente do tipo e

concentração da solução, da temperatura, do tempo de tratamento (BLEDZKI et al., 1996).

Para entender como o processo de mercerização funciona, faz-se necessária uma breve

contextualização referente às fibras vegetais naturais. As fibras vegetais naturais são materiais

lignocelulósicos, ou seja, possuem em sua composição lignina e celulose, polímeros naturais

quee possuem ao longo de suas cadeias muitos grupos hidroxila, o que proporciona

hidrofilicidade à fibra. A celulose é o principal componente estrutural destas fibras, enquanto

componentes não celulósicos como a lignina e as polioses (hemiceluloses) desempenham um

importante papel nas propriedades das fibras. A lignina, as polioses e outros componentes

amorfos são responsáveis por manter a ligação entre as unidades de celulose. No tratamento

de mercerização, o NaOH reage com os grupos hidroxila das polioses induzindo sua

dissolução. A remoção da hemicelulose, lignina e das ceras leva à destruição da estrutura

celular e, assim, as fibras dividem-se em filamentos (fibrilação). A fibrilação induz a um

aumento da rugosidade da fibra e da área de superfície disponível para contato com a matriz

levando a uma melhor adesão fibra matriz (BLEDZKI e GASSAN, 1999; D’ALMEIDA et al.,

2011-a; MONTEIRO et al., 2011; SREEKUMAR et al., 2012).


A utilização de uma solução alcalina no tratamento de fibras naturais tende a reduzir o

caráter hidrofílico da fibra e promover uma melhor compatibilidade fibra-matriz. Apesar

disso, o tratamento químico pode induzir a mudanças nas propriedades mecânicas das fibras e,

em fibras de piaçava, também acaba por promover a retirada de elementos estruturais, tais

como as protuberâncias de silício, que auxiliam no intertravamento mecânico entre a fibra e a

matriz (GODA et al., 2006; NASCIMENTO et al., 2012).

Outro procedimento que vem sendo utilizado visando melhorar a adesão fibra-matriz é

redução da umidade das fibras. Uma vez que a água absorvida pelas fibras contém ânions OH-

atuando como dipolos, o contato entre a fibra e a matriz fica prejudicado. A redução destes

ânions na superfície da fibra promove um aumento da compatibilidade da fibra e também a

eficiência na transferência das forças entre a fibra e a matriz (LI et al., 2000; DE DEUS et al.,

2005). Para Bledzik e Gassan (1999), o processo de secagem das fibras antes da fabricação do

compósito faz-se de suma importância pois, a água contida na superfície da fibra atua como

um agente de separação entre a fibra e a matriz, o que pode conduzir a uma diminuição das

propriedades mecânicas dos compósitos reforçados por estas fibras.

Muitas vezes, visando obter compósitos estruturais para serem utilizados como vigas ou

painéis de baixo peso, com rigidez e resistência relativamente elevadas, opta-se pelo projeto

de painés-sanduíche.

2.1.2. COMPÓSITO SANDUÍCHE

Dentre todos os possíveis conceitos de compósitos estruturais, a ideia da construção

sanduíche tem se tornado bastante popular devido ao desenvolvimento de materiais celulares

produzidos pelo homem como material do núcleo. Por definição, uma estrutura sanduíche é

um composto em que um material de núcleo é cercado por duas ou mais camadas (FIEDLER

e ÖCHSNER, 2008).

Estruturas sanduíche (Figura 2.7) comumente consistem de:

i. Um par de lâminas finas, rígidas e fortes;

ii. Um núcleo grosso e de baixo peso para separar as lâminas e transmitir cargas de

uma lâmina para outra;

iii. Um adesivo para conexão, capaz de transmitir cargas axiais e de cisalhamento

para e do núcleo.


Figura 2.7 - Compósito sanduíche com núcleo honeycomb

As duas fortes lâminas nas faces suportam as cargas aplicadas enquanto o núcleo

funciona como um espaçador que mantém a lâminas em suas posições pela transmissão das

tensões de cisalhamento. Sendo assim, o núcleo deve ser rígido o suficiente na direção

perpendicular às faces para assegurar que elas fiquem separadas pela distância correta e exibir

rigidez ao cisalhamento suficiente para assegurar que quando o painel for submetido à flexão

as faces não deslizem uma sobre a outra (FIEDLER; ÖCHSNER, 2008).

Jen e Chang (2009) relatam que as estruturas sanduíche são amplamente empregadas

nas indústrias aeroespacial, civil e mecânica devido a sua excelente relação rigidez/peso, e

propriedades como isolamento térmico e acústico.

Na maior parte das aplicações onde o peso é uma variável importante, materiais

compósitos são utilizados para as lâminas; alternativas mais baratas como ligas de alumínio,

aço ou compensados de madeira também são comumente utilizadas. Já para o núcleo, os

materiais mais utilizados são polímeros, alumínio, madeira e compósitos. A fim de reduzir

ainda mais o peso, eles são utilizados na forma de espumas, corrugados ou como honeycombs.

(Figura 2.8)

a)

b)

c)

Figura 2.8 - Compósitos sanduíche com núcleo: a) Espuma; b) Corrugado; c) Honeycomb.

Honeycomb é uma estrutura prismática 3D resultante de uma translação de um padrão

celular 2D ao longo de sua direção normal. Tipicamente as células unitárias 2D são


hexagonais, mas outras geometrias também são utilizadas (LÓPEZ JIMÉNEZ e

TRIANTAFYLLIDIS, 2013).

Honeycombs e espumas são frequentemente utilizadas em aplicações estruturais como

núcleo para estruturas sanduíche e proteção para componentes a impactos (ANDREWS et al.,

1999).

Além do foco nos requisitos mecânicos, os materiais do núcleo também podem ser

selecionados baseados na sua resistência ao fogo ou nas suas propriedades térmicas. Heimbs

et al. (2007), sustentam que materiais compósitos manufaturados à base de resina fenólica

possuem excelentes propriedades de segurança em incêndios tais como baixa emissão de

fumaça, baixa toxicidade e baixa liberação de calor em comparação com outros tipos de

resina.

Assim como os favos de abelha, muitos materiais naturais são estruturados como

honeycomb. De modo crescente, esses estão sendo usados para fazer estruturas leves e rígidas

(esquis e painéis de aeronaves) ou para absorver energia (em transporte de carga). Os

materiais mais comuns de estrutura celular tridimensional, as espumas, são amplamente

utilizadas quando resistência deve ser combinada com baixo peso (GIBSON et al.,1982).

Na indústria moveleira vê-se a utilização deste tipo de estrutura com um apelo mais

econômico e ambiental do que estrutural. Lá, uma fina camada de madeira nobre, cara e

escassa como a imbuia ou mogno, quase sempre extraídas de reservas naturais, reveste um

interior fabricado a partir de árvores cultivadas pelo homem, mais abundantes e baratas como

o pínus ou eucalípito (FAGUNDES, 2002).

Através da variação de parâmetros construtivos do núcleo e das lâminas é possível obter

várias propriedades distintas para os compósitos sanduíche e que diversos tipos de materiais e

formatos de núcleos estão sendo aplicados em sua construção (HE e HU, 2008). O aumento

na espessura das lâminas é utilizado para proporcionar um aumento da resistência à flexão por

aumentar a rigidez à flexão de toda a estrutura sanduíche (JEN; CHANG, 2009). Já o núcleo,

em uma estrutura sanduíche, tem a função de separar as lâminas promovendo, por

consequência, um aumento do momento de inércia da estrutura e de sua rigidez à flexão (HE e

HU, 2008; TROMBIN, 2012). Petras (1998) e Heimbs et al. (2007) afirmam que separando

duas finas lâminas por um núcleo celular resulta em um considerável aumento de rigidez

comparado a estruturas monolíticas de mesmo peso.


2.2. TRANSFERÊNCIA DE CALOR

Sempre que existir um gradiente de temperatura no interior de um sistema, ou entre

vários sistemas a diferentes temperaturas que forem postos em contato, haverá transferência

de energia. O processo pelo qual ocorre a transferência de energia é conhecido como

transferência de calor, que por sua vez ocorre, segundo a literatura, de três modos distintos:

condução, convecção e radiação (KREITH et al., 2010). Tendo em vista ser a transferência de

calor um tema bastante amplo, este trabalho buscará elucidar apenas os aspectos pertinentes à

condução de calor, pois, será o modo de transferência utilizado na abordagem da obtenção de

uma variável resposta requerida neste trabalho.

Bejan e Kraus (2003) definiram condução como sendo o processo pelo qual o calor se

difunde através de um meio sólido ou um fluido estacionário. Para Çengel et al. (2004),

condução é a transferência de energia das partículas mais energéticas para as menos

energéticas de uma substância como resultado da interação entre as partículas, podendo

ocorrer em meios sólidos, líquidos ou gasosos.

A taxa na qual o calor é transferido por condução de maneira unidimensional, condq ,

pode ser fornecida pela equação de Fourier (Equação (2.1)) e é proporcional ao gradiente de

temperatura dT dx multiplicado pela área A através da qual o calor é transferido, onde ( )T x

é a temperatura local e x é a direção do fluxo de calor. O subscrito ‘ cond ’ indica que o

mecanismo de transferência é a condução. A taxa real do fluxo de calor depende da

condutividade térmica k , que é uma propriedade física do meio. O sinal negativo é uma

consequência da segunda lei da termodinâmica, exigindo que o calor deva fluir na direção da

temperatura mais alta para a mais baixa (KREITH et al., 2010).

cond

dTq kA

dx= − (2.1)

Kreith et al. (2010) definem a condutividade térmica como uma propriedade do material

que indica a quantidade de calor que fluirá por unidade de tempo através de uma unidade de

área quando o gradiente de temperatura for unitário.

Segundo Simioni (2005) a condutividade térmica dos materiais sólidos variam de

valores baixos, como os dos isolantes térmicos (em torno de 0,04W mK , caso do


poliestireno expandido), até magnitudes maiores (em torno de 400W mK , caso do cobre).

Sendo normal que a condutividade térmica de um material seja maior quanto maior for a sua

densidade, pois os materiais isolantes, na sua maioria, são compostos de uma matriz sólida

que armazena ar, ou outro gás, no seu interior.

Para o caso do fluxo de calor unidimensional em estado estacionário através de uma

parede plana, o gradiente de temperatura e o fluxo de calor não variam com o tempo e a área

da secção transversal ao longo do caminho do fluxo sendo constante. Através do

desenvolvimento da Equação (2.1) até chegar-se à Equação (2.2).

2

10

Tlcond

T

qdx k dT

A = −∫ ∫ (2.2)

Os limites de integração considerados foram: temperatura na face (x = 0) é uniforme em

1T e a temperatura na outra face (x = l) é uniforme em 2T .

Ao considerar k sendo independente de T , integrar a Equação (2.2) chega-se à

Equação (2.3) que representa a taxa de condução de calor através da parede.

1 22 1( )cond

T TAkq T T

llAk

−= − − =

(2.3)

Respeitando tais pressupostos, pode-se fazer uma analogia à Lei de Ohm que governa o

fluxo de corrente elétrica através de uma resistência onde a quantidade l Ak é equivalente à

resistência térmica condR (Equação (2.4)) (BEJAN e KRAUS, 2003).

cond

lR

Ak= (2.4)

A representação de problemas de transferência de calor pode então ser elaborada

mediante circuitos térmicos. Tais circuitos podem ser utilizados para representar sistemas

complexos como os encontrados em paredes compostas, isto é, paredes que incluem qualquer

número de resistências térmicas em série ou em paralelo devido a camadas de materiais

diferentes (INCROPERA et al., 2006).


2.3. ELEMENTOS FINITOS

O Método dos Elementos Finitos (MEF) consiste numa ferramenta numérica que

determina soluções aproximadas para uma vasta gama de problemas de engenharia. Tal

método vem recebendo considerável atenção tanto no ensino de engenheira quanto na

indústria devido à sua diversidade e flexibilidade como uma ferramenta de análise (LEWIS et

al., 2005). Ele permite a análise de um domínio com geometrias complexas tendo em vista

que os elementos finitos podem ser formulados com diferentes formas. Tal fato permite que o

domínio seja representado sem a necessidade de nenhuma simplificação da geometria a ser

analisada (PERUMAL e MON, 2011).

No decorrer das últimas décadas ferramentas computacionais vêm sendo utilizadas no

desenvolvimento de projetos, seja por facilitar a construção de modelos geométricos ou por

facilitar a resolução de equações complexas. Nessa vertente, encontramos softwares como o

HyperWorks, Abaqus e ANSYS que são utilizados e empregam o MEF na modelagem e

resolução de problemas.

O processo de análise computacional por elementos finitos pode ser sumarizado em três

etapas: pré-processamento, processamento (ou solução) e pós-processamento.

- Etapa de Pré-Processamento

Etapa que antecede a solução matemática, ou seja, onde é feita a preparação do

problema a ser solucionado e na qual o modelo é concebido. Abaixo encontram-se os

principais passos contidos nesta etapa.

→ Modelagem da geometria (o desenho da geometria)

Interfaces gráficas são muitas vezes utilizadas para ajudar na criação e manipulação de

objetos geométricos. Existem numerosos softwares Computer Aided Design (CAD) utilizados

em projetos de engenharia que podem produzir arquivos contendo a geometria (domínio)

almejada (LIU; QUEK, 2003).

→ Discretização do contínuo

Divide-se (discretiza-se) o domínio de solução em uma quantidade finita de inúmeros

subdomínios simples, elementos não sobrepostos ou sub-regiões, denominados elementos

finitos. A discretização dos elementos finitos permite uma variedade de formas de elementos,

por exemplo: triângulos e quadriláteros para problemas em 2D ou tetraedros, pentaedros e

hexaedros em 3D. Cada elemento é formado por certo número de nós pertencentes ao interior


do elemento ou localizados em sua aresta. Tal número é dependente do tipo de elemento

empregado (ou função de interpolação) (LEWIS et al.,2005; TITA, 1999).

→ Seleção das funções de interpolação ou de forma

Escolhe-se o tipo de função de interpolação que representa a variação da variável sobre

o elemento. Almejando uma maior simplicidade de manipulação matemática, as funções de

interpolação geralmente adotadas são as polinomiais (LEWIS et al.,2005; TITA, 1999).

Segundo Tita (1999), a escolha do tipo e do grau da função e o tipo das variáveis de

campo que descrevem o modelo (normalmente, os deslocamentos nos nós ou suas derivadas)

são fatores que influenciam na escolha da função de interpolação.

→ Definição das propriedades dos materiais ou do meio

Para diferentes fenômenos a serem simulados, diferentes conjuntos de propriedades são

requeridas.

→ Definição das condições iniciais, dos carregamentos e das condições de contorno ou

fronteira

Para o caso da análise de tensões deve-se especificar como a estrutura é suportada e

aplicar as cargas e/ou os momentos aos quais o modelo está sendo submetido. Para casos de

transferência de calor o fluxo de calor deve ser especificado bem como os valores conhecidos

de temperatura (COOK et al., 1989).

- Etapa de Processamento

Após a criação do modelo computacional, elaborado seguindo os passos apresentados

na etapa anterior, todas as informações necessárias à solução do problema já encontram-se

disponíveis. A solução é baseada em um algoritmo numérico que visa solucionar uma

equação diferencial com as condições de contorno e/ou iniciais impostas pelo modelo.

Conforme apresentam Liu e Quek (2003), o algoritmo utilizado na resolução de tais

problemas varia dependendo do software utilizado assim como do fenômeno físico a ser

simulado.

Abaixo serão apresentadas algumas subetapas geralmente executadas para solucionar

um problema:

→ Obtenção da matriz característica do elemento

Conforme elucida Cook et al. (1989), tal matriz recebe nomes diferentes dependendo da

área na qual está inserido o problema. Na mecânica estrutural é chamada de matriz de rigidez

e relaciona deslocamentos nodais com as forças aplicadas nos nós. Na condução de calor é


chamada de matriz de condutividade e relaciona as temperaturas nodais com os fluxos de

calor nodais.

Perumal e Mon (2011) apresentam equação geral para um único elemento finito,

conforme apresentado na Equação (2.5).

[ ]{ } { }k q Q= (2.5)

Onde [ ]k é a matriz que representa as características do elemento, { }q é o vetor que

representa os valores nodais das variáveis de interesse (variáveis de saída) e { }Q é o vetor que

representa os valores nodais das variáveis de entrada do elemento. Para o caso da análise de

tensões, [ ]k é a matriz de rigidez, { }q representa os deslocamentos nos nós e { }Q representa o

vetor das forças nos nós.

→ Montagem das equações algébricas para todo o domínio

Para encontrar as propriedades do sistema completo, devem-se combinar todas as

equações dos elementos individuais. Isto é, ao combinar as equações das matrizes de cada

elemento de uma forma apropriada, a matriz resultante representará a solução de toda a região

do problema (REDDY, 2004). Esta etapa consiste na montagem da matriz característica

global para todo o corpo a partir das matrizes características dos elementos e do vetor global

das variáveis de entrada a partir dos vetores das variáveis de entrada elementares. Tal

montagem pode ser então representada pela Equação (2.6).

[ ]{ } { }K r R= (2.6)

Onde [ ]K representa a matriz característica global, { }r é o vetor que representa os

valores nodais das variáveis de interesse (variáveis de saída) e { }R é o vetor que representa

os valores nodais das variáveis de entrada.

→ Resolução do sistema de equações

O conjunto resultante de equações algébricas, dado pela Equação (2.6), é resolvido

objetivando obter os valores das variáveis de interesse nos nós.


→ Cálculo dos dados secundários

A partir dos valores de temperatura encontrados nos nós, pode-se agora, calcular dados

secundários como fluxos de calor. Já para os valores de deslocamento encontrados, podem-se

calcular dados secundários como tensões e deformações.

- Etapa de Pós-processamento

Após uma série de dados referentes à solução da equação diferencial que descreve o

fenômeno em estudo ter sido gerada na etapa anterior, os mesmos precisão agora ser

visualizados de forma a permitirem ser analisados e apresentados. Tal visualização é realizada

através do uso de pós-processadores que geralmente acompanham os softwares de simulação.

Normalmente, em tal etapa, o usuário do software pode visualizar os objetos em 3D de muitas

maneiras convenientes na tela (LIU; QUEK, 2003). Dentre as possíveis soluções que podem

ser visualizadas estão os deslocamentos nodais, deformações da geometria, gradientes de

tensão, de temperatura, deslocamentos nodais ao longo do tempo, entre outros (TITA, 1999).

A acurácia do MEF mostra-se dependente da geometria do elemento, da distorção da

geometria como dos elementos isoparamétricos, das funções de forma utilizadas no

desenvolvimento do elemento finito, dos princípios e leis utilizadas no desenvolvimento da

equação governante e do material a ser analisado (PERUMAL E MON, 2011). Além disso,

Lee e Lo (1997) explicam que ao utilizar o MEF na modelagem numérica de um problema

físico, a seleção apropriada do elemento é um fator que pode afetar tanto a confiança quanto a

eficiência do modelo numérico e que a eficiência de um elemento pode ser estimada pela

precisão da solução e também pelo custo computacional envolvido. Por exemplo: elementos

de ordem mais elevada são mais precisos que os de baixa ordem, porém um maior custo

computacional está envolvido.

Cabe então ao usuário do método selecionar os parâmetros adequados para obtenção do

nível de precisão requerida de suas respostas, levando sempre em consideração a relação

precisão/tempo de processamento.

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Na revisão bibliográfica procurou-se apresentar pesquisas referentes às fibras de

Piaçava e sua utilização em materiais compósitos, ao desenvolvimento de compósitos

particulados à base de serragem e, sobre as estruturas sanduíche. Como principais fontes de

pesquisa para a elaboração desta etapa foram utilizadas as seguintes bases de dados:

Engineering Village, Portal Capes Periódicos, Scielo, Web of Science entre outros.

3.1. COMPÓSITOS FABRICADOS COM FIBRAS DE PIAÇAVA

Aquino, Monteiro e D’Almeida (2001) variaram a fração mássica de piaçava de 30 a

50% em um compósito fabricado com resina de poliéster buscando identificar a melhor fração

mássica a ser utilizada. Para este estudo, utilizaram sobras de piaçava (Attalea funifera) da

indústria de vassouras dispostas unidirecionalmente e concluíram que os melhores resultados

em testes de flexão foram obtidos com frações de 50% e que tais fibras mostram-se

promissoras para serem utilizadas como reforço em materiais compósitos.

Aquino, Monteiro e D’Almeida (2003) realizaram um estudo com sobras de piaçava

(Attalea funifera) da indústria de vassouras para saber qual o comprimento crítico da fibra

para ser utilizado em materiais compósitos. Para tanto, através do Pullout test variando os

comprimentos das fibras numa faixa de 5 a 40 mm e utilizando resina poliéster para fazer as

extremidades de fixação, concluíram que o comprimento crítico é de 15cl mm = e que a

interface entre piaçava-poliéster é fraca.

Em um estudo realizado por de Deus, Monteiro e D’Almeida (2005) foram analisados

os efeitos da pressão de moldagem, da taxa de deformação sobre a tensão de ruptura de um

compósito piaçava-poliéster. Uma análise da condição de secagem sobre o comportamento à

flexão e do efeito do tratamento com NaOH também foi realizado. Utilizaram diferentes

frações mássicas de fibra (20, 30 e 40%) variando a pressão de moldagem (0 a 10,6 MPa). No

27 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

teste de flexão a três pontos utilizaram as velocidades do cross-head de 0,5 e 5 mm/min o que

corresponde a uma taxa de deformação de 1,6x10-3 s-1 e 1,6x10-2 s-1. Os dados obtidos

apontam melhores resultados para os compósitos fabricados com fração mássica de 40%. A

fabricação de compósitos utilizando fibras submetidas ao processo de secagem apresentou

melhor adesão fibra-matriz e melhor MORf que a fabricação utilizando fibras conforme

recebido. A compressão de moldagem não surtiu efeitos nas fibras submetidas à secagem,

porém, nas fibras conforme recebido, a compressão melhorou a penetração de resina nas

irregularidades da superfície da fibra. Compósitos fabricados com fibras mercerizadas

apresentaram um MORf aproximadamente 40% maior quando não submetidos a qualquer

compressão de moldagem. Quanto à velocidade, o aumento na taxa de deformação ocasionou

uma diminuição do MORf do compósito.

Bonelli et al. (2005) avaliaram as propriedades térmicas, mecânicas e morfológicas de

compósitos de polietileno de alta densidade reciclado (HDPE-r) e fibra de piaçava da

Amazônia (Leopoldinia piassaba), tratada e não-tratada, em diferentes proporções (5, 10 e

15% de fibra). As fibras foram submetidas a tratamento superficial com silano de duas

formas: impregnação direta e com solução metanólica. Concluíram que os HDPE-r fabricados

com fibra de piaçava tratada apenas com silano apresentaram desempenho mecânico superior

(MORf e MORt) ao aquele obtido em compósitos com fibra tratada com solução metanólica e

com fibra não tratada. Imputaram tal melhora ao aumento da adesão fibra-matriz de HDPE-r.

D’Almeida, Aquino e Monteiro (2006) buscaram investigar a composição química, as

características estruturais e as propriedades mecânicas da fibra de piaçava. Através de análise

termogravimétrica (Thermogravimetric analysis, TGA) mostraram uma pequena perda de

peso da amostra entre 75 e 85ºC e o início da degradação térmica da fibra ocorrendo após os

225ºC. Atribuíram a pequena perda de peso de aproximadamente 5,18% à presença de água

na forma combinada ou umidade absorvida. Os resultados dos testes de tração mostraram uma

tensão de ruptura (σr) de 133±13,5 MPa e, dependendo da distância entre as garras da

máquina de teste, MOE variando de 1,07 a 4,59 GPa (MOE=6,2 GPa após correção dos erros

oriundos da máquina). Utilizando um MEV equipado com detectores de energia dispersiva de

raios-x (EDS) notaram a presença de protuberâncias na parede da fibra compostas por

partículas de silício que talvez possam auxiliar no intertravamento mecânico entre a fibra e a

resina da matriz em materiais compósitos.

Elzubair et al. (2007) realizaram um trabalho buscando caracterizar as propriedades

morfológicas, estruturais, térmicas e mecânicas de duas espécies de fibras de piaçava, a

Leopoldina piassaba (encontrada na região da Amazônia) e a Attalea funifera. Resultados


encontrados por eles corroboram o que foi apresentado no parágrafo anterior, ou seja, há uma

pequena perda de peso de aproximadamente 4% ocasionada pela evaporação de água, de

substâncias de baixo ponto de ebulição e de quaisquer outras substâncias decompostas dentro

da gama de temperatura dos 70ºC aos 200ºC. Ressaltam também que estas fibras mostram-se

termicamente estáveis até temperaturas relativamente altas (200ºC), fato este que permite sua

utilização com polímeros de baixo ponto de fusão. As propriedades mecânicas obtidas

variaram dependendo do diâmetro das fibras analisadas, para a Attalea funifera: diâmetro

entre 0,25 e 0,7 mm a tensão de ruptura foi de 123 MPa, a deformação até a ruptura de 4% e

módulo de Young de 5449 MPa; para o diâmetro entre 0,7 e 1,4 mm a tensão de ruptura foi

de 86 MPa, a deformação até a ruptura de 3% e módulo de Young de 4499 MPa.

D’Almeida et al. (2011-a) submeteram fibras de piaçava a diferentes tratamentos

químicos (a saber: mercerização, acetilação e a combinação de ambos) almejando promover

uma melhor interface fibra-matriz e avaliaram as consequências destes sobre a resistência à

tração e sobre o comportamento térmico das fibras. A mercerização foi realizada através da

imersão das fibras em uma solução com 10 ou 15 wt% de NaOH a uma temperatura ambiente,

foram posteriormente lavadas em água corrente e imersas em água por um período de 24h

para remover os resíduos de NaOH. A acetilação foi realizada tanto em fibras apenas lavadas

quanto nas que passaram pelo processo de mercerização com 15 wt%. As fibras foram

imersas em uma solução com anidrido acético, ácido acético glacial (1,5 : 1,0 wt/wt), e

algumas gotas de ácido sulfúrico, utilizado como catalisador. A reação ocorreu em um banho

de ultra-som a temperatura ambiente por 3 h e posteriormente as fibras passaram por um

processo de remoção da solução. Todas as fibras, posteriormente a estas etapas previamente

mencionadas, foram secas a 60°C por 12h. Concluíram que tais tratamentos não modificam a

resistência à tração das fibras de piaçava. A mercerização remove camadas da superfície

externa das fibras e expõe fibrilas e protrusões em sua superfície que podem contribuir para

uma melhor adesão fibra-matriz por aumentar a área superficial da fibra. Esta remoção é

dependente da concentração utilizada. Quanto ao comportamento térmico, a temperatura de

degradação da fibra tende a ser um pouco menor quando comparada a fibras não tratadas. A

combinação dos tratamentos apresentou resultados semelhantes aos obtidos somente com a

mercerização e, por fim, a acetilação não causou alterações no comportamento térmico, mas

promoveu uma pequena redução no caráter hidrofílico das fibras.

D’Almeida et al. (2011-b), em um estudo com compósitos fabricados com fibra de

piaçava e matriz de poliéster, buscaram identificar as consequências provocadas por

diferentes tratamentos químicos da fibra sobre o comportamento dinâmico destes materiais.


Os tratamentos utilizados foram mercerização (soluções com 2, 5, 10 e 15 wt% de NaOH),

acetilação, e mercerização (solução com 15 wt% de NaOH) + acetilação. Os procedimentos

utilizados foram idênticos aos apresentados no parágrafo anterior. Os compósitos foram

fabricados seguindo a técnica de moldagem por compressão (0,7 MPa), com uma fração

mássica de 22% de fibras unidirecionalmente alinhadas. Concluíram que os tratamentos

aumentam a adesão fibra-matriz e que seus efeitos são diferentes, uma vez que alguns

tratamentos causaram danos à superfície da fibra e, portanto, uma diminuição da sua

resistência à tração. Notaram também melhores resultados para a mercerização utilizando

solução de NaOH com 10 wt% do que nas demais condições.

Nascimento et al. (2012) investigaram o comportamento mecânico de compósitos de

matriz epóxi reforçados com de fibras de piaçava e também com e sem tratamento com

NaOH. Para tanto, fabricaram compósitos variando a percentagem volumétrica fibra de 10 a

40 %, limite este levantado pelos autores como sendo o limite máximo de fibra que se pode

incorporar ao compósito para que o mesmo fique praticamente livre de defeitos e uniforme.

Dois diferentes tratamentos visando melhorar a adesão fibra-matriz foram realizados. Um

utilizando-se uma solução aquosa de 10% NaOH por 1 hora e outra de 0,1% NaOH por 1

minuto. Notaram que com frações de 10% de fibra não provocam efeitos de reforço em

materiais compósitos e que frações maiores provocam melhoras na resistência do compósito.

A fração de 40% apresentou os melhores resultados. Quanto ao tratamento com NaOH

concluíram não haver melhoras nem da resistência nem da rigidez dos compósitos quando

comparados aos fabricados com fibras não tratadas.

Reis e Carneiro (2013) buscaram investigar a viabilidade da utilização de um resíduo de

piaçava da indústria de vassouras como reforço em materiais poliméricos tanto em matrizes

epóxi como em poliéster. Utilizaram frações mássicas de 1, 2, 5, 10 e 15% de piaçava e, à

medida que estas frações eram aumentadas, uma redução no peso específico, um

comportamento menos frágil à flexão e um aumento na energia à fratura foram observados.

3.2. COMPÓSITOS FABRICADOS COM SERRAGEM DE MADEIRA

Durante toda a cadeia produtiva da indústria madeira e móveis são geradas quantidades

significativas de resíduos que, salvo quando aproveitados para alguns fins específicos, podem

se tornar um problema ambiental. Dentre uma das alternativas para o aproveitamento dos


resíduos de madeira encontra-se sua utilização em compósitos. Abaixo serão abordadas

algumas pesquisas referentes ao assunto.

Maldas et al. (1988) utilizaram quatro diferentes tipos de poliestireno e três diferentes

tipos de serragem na fabricação de compósitos termoplásticos. Investigaram os efeitos

ocasionados por parâmetros como o tamanho da partícula (mesh 20 e 60), o tipo da partícula

(Bétula = Betula papyrifera, Aspen = Populus tremuloides e uma mistura composta por 75%

de abeto, 20% de bálsamo e 5% de Aspen) e a concentração de partículas (10% a 40%) sobre

as propriedades mecânicas destes compósitos. Notaram que o tipo da madeira de serragem

interfere nos resultados, que a granulometria 60 proporciona melhores propriedades

mecânicas ao compósito que a 20, que o MOE tende a aumentar à medida que se aumenta a

proporção de serragem e que a tensão tende a ser maior numa faixa de 20 a 30% desta

proporção para a maioria dos casos.

English et al. (1997) fabricaram materiais compósitos de matriz sintética (polipropileno)

e reforçados com diferentes materiais como: pós de resíduos de madeira Pinus, de madeira de

demolição, talco, fibra de vidro e carbonato de cálcio com o objetivo de produzir materiais de

baixo peso para serem empregados em embalagens e meios de transporte. Foram utilizadas

frações mássicas de 20 e 40% de reforço sobre a resina e os pós de madeira na faixa

granulométrica de mesh 40. Os resultados indicam ser a fibra de vidro um reforço útil em

aplicações que necessitam de elevados MOE e resistência à tração e onde o custo e o peso

específico não sejam uma preocupação.

Ichazo et al. (2001) fabricaram compósitos de madeira e polipropileno, um agente de

acoplamento também foi utilizado. Diferentes tamanhos de partículas (mesh 20, 40 e uma

mistura de ambas), nas proporções mássicas de 10, 20, 30 e 40%, e dois tratamentos distintos

foram aplicados às fibras, um utilizado hidróxido de sódio e o outro silano. Concluíram: que a

adição de partículas de madeira ao polipropileno produz um aumento no módulo e na

resistência à tração, enquanto reduz a deformação de ruptura e a resistência ao impacto; que

ambos os tratamentos realizados nas fibras de madeira trouxeram melhoras nas propriedades à

tração, porém apenas o tratamento com silano mostrou-se eficaz na redução da absorção de

água; e que a absorção de água pelas amostras aumenta com adição de partículas de madeira.

Najafi et al. (2006) buscaram investigar as propriedades mecânicas de compósitos

fabricados com termoplásticos como o polietileno de alta densidade (PEAD, em inglês

conhecido como HDPE) e o polipropileno (PP) e serragem de Faia (Fagus Orientalis) com

granulometria mesh 50. Os termoplásticos ora foram fabricados com material virgem, ora com

material reciclado, ou mesmo uma mistura de ambos. A proporção utilizada foi uma fração


mássica de 50% de serragem para 50% de termoplástico. Compósitos de PP apresentaram

melhor rigidez e resistência do que os fabricados com PEAD e, as propriedades mecânicas de

compósitos fabricados com plásticos reciclados foram semelhantes àquelas dos fabricados

com materiais virgens.

Turgut (2007) investigou o potencial uso de resíduos de pó de calcário e serragem de

madeira como material para a fabricação de um composto leve para uso na construção civil.

Para tanto produziu compósitos com diferentes frações de pó de calcário, serragem (com

diferentes granulometrias), pequenas quantidades de cimento como aglutinante e água. Os

compósitos produzidos apresentaram propriedades físicas e mecânicas interessantes e com

grande potencial para serem utilizados como material de construção leve, mais econômico e

ecologicamente amigável. Compósitos utilizando partículas de serragem com tamanho menor

que 1,18 mm apresentaram melhores resultados do que os demais com partículas em

determinadas faixas granulométricas inferiores a 1,18 mm.

Kamel et al. (2008) fabricaram compósitos utilizando partículas de serragem de abeto

com tamanho inferior a 100 µm em uma matriz de polietileno de baixa densidade (PEBD, em

inglês conhecido como LDPE). Concluíram que o aumento na proporção de serragem

aumenta a absorção de água pelo material, e reduz o valor de propriedades mecânicas como

MORf e MORt. Apresentaram também, que em partículas tratadas com NaOH (até 8 horas) há

uma redução da absorção de água e que o tratamento por tempos superiores a estes não

demonstram trazer benefícios além dos já obtidos.

Hillig et al. (2008) confeccionaram compósitos com HDPE e diferentes tipos de

resíduos de madeira de indústrias moveleiras, como: pinus (Pinus taeda), aglomerados, chapa

de fibra de média densidade (MDF) e eucalipto (Eucalyptus grandis), todos na forma de

serragem e em proporções mássicas de serragem de 20 e 30%. Através da caracterização

destes materiais, verificaram a influência do emprego de diferentes tipos de serragem nas

propriedades físico-mecânicas dos compósitos. Os resultados indicaram que as propriedades

mecânicas dos compósitos diferem das do HDPE puro e com o tipo de serragem utilizado em

sua fabricação. Somente os compósitos fabricados com eucalipto apresentaram uma maior

resistência à tração com o aumento da proporção de serragem. O aumento na proporção de

serragem elevou o MORf em todos os compósitos. E, de maneira geral, compósitos fabricados

com serragem de aglomerado e eucalipto proporcionaram maiores resistências ao impacto e

MORf do que os fabricados com MDF e pinus.

Cui et al. (2008) utilizaram um agente de acoplamento conhecido como polipropileno

modificado com anidrido maleico e três tratamentos de fibras (alcalino, silano, e a utilização


de ambos) buscando melhorar a adesão entre o HDPE e fibras de serragem de madeira.

Avaliaram dentre outras variáveis, os efeitos provocados pelo comprimento da fibra (75, 225,

450 e 900 µm), pelo tipo de tratamento superficial e pela fração mássica de fibra (0 a 50%)

sobre as propriedades mecânicas do compósito. Puderam concluir que a fração de fibras

utilizadas e os tratamentos superficiais melhoram a resistência e o módulo de flexão, sendo

que a utilização de ambos os tratamentos proporcionou melhores resultados, enquanto que

com o aumento no tamanho da fibra ocorreu o inverso. Notou-se que com o aumento da

fração de fibras utilizadas houve uma redução na resistência ao impacto para todos os tipos de

tratamento. O mesmo foi notado com o aumento do tamanho das fibras.

Ku et al. (2011) confeccionaram materiais compósitos com resíduos de madeira de

pinho oriundas de serrarias e matriz de resina epóxi éster vinílica. As amostras foram

submetidas a uma cura à temperatura ambiente por um período de 24 horas, mas, apenas

metade delas foi pós-curada utilizando microondas. Diferentes frações mássicas (5 a 15%) e

faixas granulométricas de serragem foram utilizadas. Descobriram que a pós-cura em

microondas e a maior fração de serragem estão relacionados com o aumento da rigidez das

amostras.

Pérez et al. (2012) realizaram um estudo em compósitos fabricados com pó de pinho

(Pinus resinosa) e polipropileno. Incorporaram anidrido maleico ao polipropileno buscando

melhorar a compatibilidade fibra-matriz, variaram a proporção mássica de pó de madeira (10,

20 e 30%) e avaliaram as consequências disto sobre as propriedades mecânicas dos

compósitos. Nos compósitos não modificados por anidrido maleico, observou-se um aumento

no módulo de Young e uma redução na resistência à tração, na deformação até a ruptura e na

tenacidade à fratura conforme foi sendo adicionado o pó de madeira. Já quando realizada a

incorporação de anidrido maleico ao PP, observou-se uma melhora da resistência à tração e da

ductilidade, porém, nenhum efeito significativo foi observado sobre a resistência à ruptura.

Missagia et al. (2012) avaliaram o comportamento mecânico à compressão de materiais

compósitos fabricados com matriz epóxi e reforçados com serragem de madeira de

Eucalyptus e Ipê sem qualquer espécie de tratamento. Dentre as variáveis estudadas

encontram-se a espécie de madeira, o tamanho das partículas (4-10 e 50 -80 US Tyler) e a

fração volumétrica utilizada na fabricação do compósito (30 e 50%). Concluíram que tanto o

tamanho quanto a fração volumétrica de partículas afetam as respostas, que a madeira de

Eucalyptus apresenta melhores resultados que a de Ipê e, que compósitos fabricados com

Eucalyptus, com tamanho de partícula de 50-80 US-Tyler e fração volumétrica de 30%

apresentaram a maior resistência à compressão.


A incompatibilidade inerente entre as fibras de madeira de caráter hidrofílico e os

polímeros hidrofóbicos resulta em má aderência e, portanto, baixa capacidade de transferência

de esforços da matriz para as fibras de reforço (ICHAZO et al., 2001). Um grande número de

trabalhos estão sendo desenvolvidos objetivando melhorar a adesão entre tais componentes e,

por consequência, melhorar propriedades como resistência a tração e à compressão dos

compósitos fabricados. Encontramos os que versam sobre a modificação da superfície das

fibras seja através de processos químicos ou físicos como o de Cui et al. (2008), já

previamente apresentado, e os que buscam adicionar compatibilizantes à fase matriz para

melhorar a interação entre a fibra e a matriz como realizado no trabalho de Li e Yan (2007)

que utilizaram um ionômero ambifílico em um compósito feito com fibras de madeira e

HDPE.

Além da incompatibilidade fibra-matriz, outro grande desafio encontrado na utilização

de fibras naturais reside em sua grande facilidade em absorver e perder umidade. A variação

de umidade pode vir causar uma instabilidade dimensional e deterioração das propriedades

mecânicas do compósito (NAJAFI, 2008). Najafi et al. (2007) buscaram compreender a

absorção de água em compósitos fabricados com diferentes plásticos reciclados e serragem de

madeira (mesh 50) em uma fração mássica de 50%. Ichazo et al. (2001), como já apresentado,

buscaram investigar a influência que os tratamentos das fibras têm sobre a absorção de

umidade pelo material compósito.

3.3. ESTRUTURAS SANDUÍCHE

Davalus et al. (2001) realizaram um estudo em compósitos sanduíche com núcleo

honeycomb de geometria senoidal, sendo ambos, núcleo e lâminas, fabricados com fibra de

vidro e resina poliéster. Avaliaram, através de testes experimentais, de simulações numéricas

utilizando o MEF e, de um modelo analítico por eles apresentado, o comportamento destes

compósitos quando submetidos a testes de flexão três e quatro pontos. Obtiveram boa

concordância entre os dados oriundos das três diferentes formas de avaliação tanto para

tensões quanto para deflexão. Quando comparados os dados experimentais com os dados

oriundos das simulações numéricas, uma diferença máxima de 8,56% foi obtida para a

deflexão, o que mostra uma boa correlação entre os dados.

Côté et al. (2004) realizaram um estudo sobre o comportamento à compressão em

compósitos honeycomb com geometria quadrada. Utilizaram aço na fabricação dos


compósitos e variaram parâmetros como densidade do núcleo, relação altura do

núcleo/tamanho da célula e, a utilização ou não de lâminas tornado o núcleo sanduíche ou

não. Mostraram que, para a maioria dos casos, o material apresenta um pico de resistência

seguido por uma perda da mesma até um ponto onde a deformação está próxima a 0,6 e,

então, sofre um aumento abrupto mediante a densificação. A perda da resistência mostrou ser

mais abrupta para relações altura do núcleo/tamanho de células maiores, e não mostrou ser

afetada pela utilização de lâminas nem pelo número de células.

O estudo realizado por Tagarielli et al. (2004) explora o efeito das condições de

contorno sobre a resposta força-deflexão em compósitos sanduíche submetidos ao teste de

flexão a 3 pontos com a estrutura simplesmente apoiada ou engastada nas extremidades.

Desenvolveram fórmulas analíticas para prever a rigidez elástica e a força inicial de colapso

nestas vigas. Fabricaram compósitos sanduíche feitos com lâminas de fibra de vidro e resina

éster vinílica e com núcleo de espuma de PVC para testes experimentais. Buscaram mostrar a

pertinência dos resultados obtidos analiticamente confrontando tais resultados com os obtidos

nos modelos numéricos (MEF) e os obtidos nos ensaios experimentais. Concluíram que a

resposta força-deformação dos compósitos está fortemente relacionada com o tipo de

condição de contorno imposta a ele e que tanto os modelos analíticos quanto os numéricos

previram com razoável precisão os resultados obtidos nos ensaios experimentais. Cabe

salientar que o MEF foi capaz de prever com maior acurácia os resultados do que os modelos

analíticos.

Fiedler e Öchsner (2008) conduziram um estudo experimental utilizando o teste de

flexão três pontos com o objetivo de determinar a rigidez à flexão e a máxima capacidade de

carga de materiais compósitos sanduíche com núcleos celulares. Para tanto testaram diferentes

tipos de núcleos: M-PORE® e Alporas® que são espumas de alumínio, uma estrutura

honeycomb e uma metallic hollow sphere structures. Concluíram que os materiais com núcleo

honeycomb apresentaram maior rigidez à flexão tanto específica quanto absoluta e uma alta

capacidade de carga. Foi também possível concluir, através deste experimento, que dois

diferentes métodos de falha ocorreram nestes materiais quando submetidos a uma carga

superior à sua capacidade de carga: um por falha catastrófica do núcleo e outro por indentação

do mesmo. O núcleo honeycomb falhou por indentação.

He e Hu (2008) desenvolveram um modelo teórico para calcular a rigidez à flexão e o

MORf em compósitos sanduíche. Almejando elaborar um modelo mais simples e eficiente,

idealizaram o núcleo como sendo um material homogênio e utilizaram as suas propriedades

equivalentes. Buscaram validar tal modelo através do confronto dos resultados obtidos no


modelo teórico com os obtidos experimentalmente em ensaios de flexão 3 pontos realizados

em compósitos sanduíche com lâminas e núcleo honeycomb (geometria hexagonal) feitos em

aço. Os dados apresentaram relativa concordância tanto para rigidez à flexão quanto para o

MORf.

Chen et al. (2008-a) relataram que há um grande potencial no emprego da tecnologia

têxtil na confecção de tramas de tecidos para a fabricação de compósitos honeycomb

tridimensionais. Neste trabalho projetaram e fabricaram compósitos honeycomb hexagonais

com diferentes tramas de algodão, como fase reforçadora, e resina epóxi, como fase matriz.

Ao todo desenvolveram quatorze compósitos variando-se parâmetros construtivos que,

posteriormente, foram divididos em quatro grupos com base nos seguintes critérios: Grupo I –

ângulo de abertura do favo (30°, 45º, 60º, 75º e 90º); Grupo II – tamanhos da parede do favo

(3,8 mm, 5,1 mm, 6,4 mm e 7,6 mm); Grupo 3 – tamanhos distintos entre as paredes do favo

coladas e das não coladas. Grupo 4 – diferentes números células e do tamanho das paredes das

células, visando manter a largura do compósito constante. Nos três primeiros grupos

previamente mencionados foram fabricados compósitos com o mesmo número de células e

nos dois últimos com um ângulo de abertura do favo de 60º. Dando complemento a este

trabalho, Chen et al. (2008-b) avaliaram o desempenho ao impacto destes compósitos através

de dados como absorção de energia; força transmitida e atenuação do impacto. Concluíram: o

aumento do ângulo de abertura do favo causa uma redução na energia de absorção e no pico

da força transmitida; a diminuição de tamanho da parede do favo está relacionada a maiores

módulos de absorção de impacto e maiores picos das forças transmitidas, porém, sem

alteração significativa na energia de absorção e com redução na atenuação do impacto;

tamanhos distintos das paredes dos favos influenciam principalmente a força transmitida e a

atenuação do impacto; e, por fim, que o aumento na densidade das células causa um aumento

na força transmitida e uma redução na atenuação ao impacto.

Buscando compreender a influência que a espessura das lâminas tem sobre a resistência

à fadiga de materiais compósitos sanduíche com núcleo honeycomb, Jen e Chang (2009)

submeteram compósitos construídos com lâminas e núcleos de alumínio, unidos por resina

epóxi a testes de fadiga a 4 pontos. Resultados experimentais não evidenciaram nenhuma

relação entre a espessura das lâminas e a resistência à fadiga para as amostras submetidas às

mesmas forças fletoras. O principal modo de falha foi o descolamento entre as lâminas e o

adesivo. A utilização do MEF foi feita visando obter o comportamento das tensões

interfaciais. Modelaram a estrutura com elementos sólidos de oito nós e o adesivo com

elementos tetraédricos de quatro nós. A fim de reduzirem os custos computacionais


simularam apenas um quarto da estrutura por questões de simetria. Demonstraram boa

concordância entre os valores das tensões obtidos nos ensaios experimentais e nas simulações

numéricas.

Através do emprego de modelos analíticos e numéricos e da realização de ensaios

experimentais, Abbadi et al. (2009) investigaram o comportamento de um compósito

sanduíche honeycomb submetido a um ensaio de flexão a 4 pontos. Os testes experimentais

foram conduzidos em compósitos com lâminas de alumínio e núcleos, com diferentes

densidades, tamanhos de células e configurações (L ou W), de aramida ou alumínio. Um

padrão de maiores valores para a rigidez e para a força de ruptura do compósito foi observado

com o aumento da densidade do núcleo. Este padrão repetiu-se em compósitos com núcleos

de baixa densidade e configuração L quando comparados à configuração W. Em núcleos com

alta densidade isto não foi observado. Praticamente todos os corpos de prova apresentaram

falha por flambagem na face submetida à compressão, identação e deformação plástica nos

locais de aplicação da carga e dobramento nas paredes dos núcleos na região entre a aplicação

da carga e os suportes. Mostraram ser os modos de falha dependentes da natureza do núcleo,

ou seja, do material, da densidade e da configuração das células. Resultados como

deslocamento e tensões foram obtidos através do emprego de modelos analíticos baseados na

teoria de Kirchhoff-Love, na teoria de primeira ordem de Mindlin e nas teorias de ordens

superiores de Reddy e Touratier e comparados aos resultados obtidos a partir de cálculos

empregando MEF tomados como referência. O núcleo honeycomb foi modelado como uma

camada única e sólida de um material com propriedades equivalentes e com elementos sólidos

3D (oito nós e seis graus de liberdade por nó). Concluíram que os modelos de ordem superior

foram mais precisos que os demais.

Belouettar et al. (2009) realizaram um estudo do comportamento estático e de fadiga em

materiais compósitos com núcleo sanduíche. Tais compósitos foram fabricados com lâminas

de alumínio (AlMg3) e núcleos hexagonais, com diferentes densidades e tamanhos de célula,

de alumínio ou de fibras de aramida. Dentre os resultados obtidos, puderam concluir que a

rigidez do compósito e a força de ruptura tornam-se maiores com o aumento da densidade do

núcleo. Notaram também que todos os compósitos submetidos ao teste de flexão quatro

pontos falharam devido a: dobramento nas lâminas; flambagem localizada na face

comprimida; identação e deformações plásticas nas áreas das faces que foram submetidas à

aplicação da carga; e dobramento das paredes do núcleo na zona entre o local da aplicação da

carga e os apoios.


Kaman et al. (2010) investigaram experimental e numericamente a carga crítica de

flambagem em compósitos sanduíche fabricados com diferentes materiais e densidades do

núcleo. Lâminas de fibra de vidro e resina poliéster foram utilizadas em ambos os compósitos

enquanto que, para os núcleos, foi utilizado papel impregnado com resina poliéster ou

alumínio. Testes de compressão foram aplicados na parte experimental e, empregando o

software ANSYS, a análise por elementos finitos foi utilizada na parte numérica. Mostraram

que com o aumento do tamanho de célula do núcleo, a carga crítica de flambagem tende a

diminuir para ambos os materiais utilizados, enquanto o contrário ocorre para a espessura da

parede do núcleo. Diante da alta correlação entre os dados experimentais e os numéricos

(menor relação encontrada foi de 0,932), concluíram que previsões da carga crítica de

flambagem podem ser facilmente realizadas utilizando a abordagem numérica por eles

apresentada.

Compósitos sanduíche fabricados com lâminas de fibra de vidro com resina epóxi e

núcleo honeycomb de papel de aramida com resina fenólica foram utilizados por Cai et al.

(2010) em testes de flexão a três pontos com taxa de deformação constante, variando a

temperatura e as velocidades de carregamento, e testes de fadiga, variando a temperatura e as

frequências, objetivando estabelecer uma relação tempo-temperatura para a resistência à

fadiga deste material. A curva força-deflexão apresentou comportamento quase linear até

atingir a força máxima nos testes realizados a uma taxa de deformação constante e, tanto a

força e a deflexão máximas apresentaram redução com o aumento da temperatura. Nos testes

de fadiga, os momentos de flexão apresentaram reduções com o aumento da temperatura e do

tempo, ou seja, do número de ciclos. Cabe salientar que em todos os testes realizados a falha

iniciou-se nos pontos de aplicação das forças e no lado submetido à compressão e que à

temperatura ambiente, as falhas ocorreram por cisalhamento enquanto que à temperatura de

125ºC a falha deu-se por flambagem.

Guangping et al. (2010) publicaram um artigo que versa, dentre outros assuntos, sobre a

aquisição das propriedades mecânicas de compósitos honeycomb fabricados em aço

submetidos ao teste de flexão três pontos.Variaram o plano do teste, paralelo ou perpendicular

ao plano das faces do compósito, e também a configuração dos favos, L ou W. Concluíram

que a configuração L apresentou propriedades mecânicas superiores quando comparadas à W

em ensaios realizados no plano perpendicular ao das faces e que diferenças significativas

entre as configurações não foram observadas em ensaios realizados no plano paralelo ao das

faces.


Russell et al. (2011) fabricaram, utilizando fibra de carbono e resina epóxi, oito

diferentes compósitos sanduíche com núcleo honeycomb de geometria quadrada e os

submeteram a ensaios de flexão a 3 pontos com suas extremidades simplesmente apoiadas ou

engastadas. Desenvolveram modelos analíticos simplificados, assumindo serem as lâminas e o

núcleo materiais homogênios, almejando compreender os mecanismos de falha destes

compósitos. Observaram que houve uma boa concordância tanto para a carga máxima de

ruptura quanto para os mecanismos de falha entre os resultados obtidos nos modelos

analíticos com os experimentais para a maioria dos compósitos analisados. Modelos

tridimensionais, retratando todos os detalhes do núcleo e das lâminas, foram desenvolvidos e

uma união perfeita entre o núcleo e as lâminas foi considerada. Após simulações utilizando-se

o MEF, notaram que os resultados, de maneira geral, representam com exatidão o

comportamento tensão-deformação e os mecanismos de falhas dos compósitos. Discrepâncias

entre os resultados das simulações e dos testes experimentais foram observadas após a

ocorrência da falha no compósito. Tais diferenças foram atribuídas a simplificações impostas

no modelamento do material.

Sadowski e Bęc (2011) estudaram, empregando o MEF, o comportamento estático e

dinâmico de compósitos sanduíche com núcleo honeycomb. Tais compósitos foram

estruturados da seguinte maneira: lâmina superior (matriz polimérica), lâmina inferior

(alumínio), núcleo honeycomb de geometria hexagonal (alumínio) com ou sem o

preenchimento de suas células por uma espuma polimérica. As lâminas e o núcleo foram

modelados com elementos de casca, enquanto a espuma foi modelada com elementos sólidos.

A malha correspondente a cada elemento foi elaborada fazendo rígidas conexões entre os

componentes da estrutura. Três distintas condições de contorno foram aplicadas. O

comportamento estático foi obtido aplicando-se uma pressão uniforme sobre a lâmina

superior. Notaram que ao introduzirem um material de enchimento nas células do núcleo

honeycomb obtiveram um sensível reforço na estrutura como um todo. Esta passou a

apresentar uma redução em sua deflexão máxima. As dez primeiras frequências naturais das

estruturas foram obtidas através de análise modal. Notaram que o preenchimento do núcleo

com espumas promove uma redução da sensibilidade da estrutura às vibrações, ou seja,

estruturas sem o preenchimento apresentam frequências mais elevadas.

Chen (2011) propôs formas analíticas de se obter a deflexão de um material honeycomb

baseadas em dados como a rigidez equivalente à flexão e à torção deste material. Para validar

tais formas utilizou resultados obtidos de análises numéricas empregando o MEF como


parâmetros de comparação. Dentre os dois modelos por ele apresentado, apenas um

apresentou concordância satisfatória com o MEF.

Menta et al. (2012) produziram um compósito sanduíche a partir de lâminas de carbono

e resina epóxi e um núcleo honeycomb de Kevlar utilizando uma técnica descrita por eles

como moldagem por transferência de resina assistida por vácuo (VARTM, vacuum-assisted

resin transfer molding). Testes de compressão, impacto e flexão três pontos foram utilizados

visando demonstrar as qualidades e vantagens desta técnica de fabricação, tais como boa

homogeneidade dos compósitos fabricados.

Wahl et al. (2012) propuseram um método analítico visando compreender a tensão de

cisalhamento em compósitos sanduíche com núcleo honeycomb submetidos a carregamentos

transversais. Os resultados mostraram que as maiores tensões ocorrem quando o núcleo se

encontra em uma posição entre a configuração L e a W, mais precisamente a um ângulo

62ºα ≅ . A configuração L mostrou-se como a mais resistente em compósitos com geometria

hexagonal. Os resultados obtidos pelo método analítico foram confrontados com os obtidos

em simulações numéricas utilizando-se o MEF (estrutura modelada com elementos de casca)

visando validar, com sucesso, o método analítico. Para reduzir o tempo de simulação,

propuseram tratar o núcleo honeycomb como um material com propriedades ortotropicas

equivalentes e concluíram que esta simplificação é viável. Uma ressalva foi feita dizendo que

esta simplificação só é aceitável se efeitos não lineares não estiverem presentes no núcleo (ex:

flambagem). Testes experimentais conduzidos apresentaram boa concordância tanto com os

modelos analíticos apresentados quanto com as simulações numéricas.

Du et al. (2012) analisaram os efeitos do tamanho da célula e da altura do núcleo

honeycomb sobre o comportamento força-deflexão e sobre as propriedades de flexão em

painéis sanduíche. Na produção de tais painéis foram utilizados papel e resina epóxi na

fabricação das lâminas e aramida e resina fenólica na fabricação do núcleo honeycomb com

geometria hexagonal. Demonstraram que o MORf é dependente tanto do tamanho da célula

quanto da altura do núcleo honeycomb. O aumento da altura do núcleo promove uma redução

do MORf enquanto promove um aumento da rigidez à flexão e da força de ruptura. O aumento

do tamanho da célula promove uma redução em todos os parâmetros previamente

mencionados. Avaliaram também, de modo analítico, através do modelo de Timoshenko e da

teoria de Euler-Bernoulli para vigas delgadas, a relação força-deflexão do compósito e

compararam os resultados com os dados experimentais. Concluíram ser o modelo de

Timoshenko mais adequado para representar tal relação enquanto o material estiver abaixo do

limite de proporcionalidade.


Du et al. (2013) avaliaram a resposta a fluência de compósitos sanduíche com núcleo

honeycomb submetidos a umidade ambiente e a altas umidades durante o período de 30 dias.

As lâminas destes compósitos foram fabricadas com línter de algodão e resina epóxi enquanto

seu núcleo de aramida e resina fenólica. Concluíram que altas umidades aceleram a

deformação por fluência e que a principal causa para esta ocorrência pode ser a absorção de

umidade pelas fibras naturais utilizadas que não foram totalmente encapsuladas e protegidas

pela matriz.

3.4. CONCLUSÃO DA REVISÃO

Nota-se a partir da leitura deste capítulo que, apesar de inúmeras pesquisas estarem sendo

realizadas tanto com fibras de piaçava, com serragem e com materiais sanduíche, em nenhuma

delas uma abordagem associando esses itens foi realizada.

4. MATERIAIS E MÉTODOS

Neste capítulo serão apresentados os materiais e equipamentos necessários ao

desenvolvimento desta pesquisa e a metodologia experimental.

4.1. MATERIAIS

Esta seção tem por finalidade apresentar os materiais que comporão os experimentos do

presente trabalho. Cabe salientar que alguns deles serão utilizados em mais de um

experimento e que sua apresentação nos subitens desta seção enfatizaram sua utilização nos

materiais compósitos.

4.1.1. FASE MATRIZ

Como fase matriz nos compósitos fabricados foi utilizada uma matriz termorrígida

epóxi Araldite-M (RenLam© M-1) com o endurecedor Ren© HY 956 da empresa Huntsman®,

ambos fornecidos pela empresa Maxepoxi Indústria e Comércio Ltda®, localizada em São

Paulo (SP) – Brasil. A proporção mássica utilizada obedeceu as recomendações do fabricante,

sendo 100 partes de resina para 20 partes de endurecedor (5:1). Outros dados importantes

apresentados no catálogo do produto: cura obtida após 7 dias à temperatura ambiente

(utilizada no decorrer deste trabalho) ou 14 h a 40ºC; a densidade medida utilizando-se a

norma ISO 1183 é de 1,1 g/cm³ (HUNTSMAN).

4.1.2. FASE DISPERSA: FIBRA DE PIAÇAVA (ATTALEA FUNIFERA)

As fibras de piaçava utilizadas como fase reforçadora nos compósitos em estudo foram

provenientes do descarte de uma indústria de vassouras na cidade de Juiz de Fora (MG) -

Brasil. As fibras de piaçava, cultivadas na Bahia, não estavam danificadas, não haviam sido

42 MATERIAIS E MÉTODOS

submetidas a tratamentos químicos que modificassem suas características superficiais e

apresentavam comprimento suficiente para serem utilizadas como material de reforço. Seu

descarte foi ocasionado por não apresentarem o comprimento mínimo necessário ao seu uso

naquele tipo de indústria. A Figura 4.1 exibe um feixe de fibras de piaçava conforme

recebido.

Figura 4.1 - Feixe de fibras de piaçava

4.1.3. FASE DISPERSA: SERRAGEM DE EUCALIPTO (EUCALYPTUS

GRANDIS)

Barras de madeira de Eucalipto (Figura 4.2-a) foram fornecidas pela Serraria Agostini,

empresa do ramo madeireiro do município de São João del-Rei (MG) - Brasil. Tais barras

foram serradas em pequenos fragmentos que posteriormente foram triturados em um moinho

rotor tipo ciclone (Figura 4.2-b). Após o processo de trituração, o material foi peneirado

durante cinco minutos com o auxílio de um agitador eletromagnético de peneiras vibratórias

(Figura 4.2-c) de modo a classificar os resíduos na faixa granulomética de 50-80 US-Tyler

(malha). A Figura 4.2-d ilustra a serragem de madeira na faixa granulométrica utilizada.

a) b) c) d)

Figura 4.2 - a) Barra de madeira de Eucalipto; b) Moinho tipo rotor ciclone; c) Agitador de peneiras vibratórias; d) Partículas de serragem com faixa granulométrica 50-80 US-Tyler.


A serragem foi colocada em estufa aquecida a 60ºC por um período de 12 horas visando

à retirada de umidade antes de seu devido armazenamento em ambiente seco até sua

utilização.

A faixa granulométrica foi escolhida tomando como base trabalhos como os de Maldas

et al. (1988) e Missagia et al. (2012), já apresentados no item 3.2. Nestes trabalhos,

compósitos confeccionados com a serragem nesta faixa granulométrica mostraram-se mais

eficientes como reforço do que outras faixas por eles estudadas.

4.1.4. FASE DISPERSA: PARTÍCULAS DE CIMENTO

O cimento Portland CP-V ARI (Figura 4.3) utilizado na fabricação dos compósitos foi

da marca CAUE®, fornecido por uma empresa de comércio de materiais de construção da

cidade de São João del-Rei (MG) - Brasil. Este material passou por peneiramento na faixa

granulomética de 50 US-Tyler para a retirada de grânulos maiores e facilitar a dispersão. Foi

embalado em potes lacrados evitando com isso seu contato com o ambiente até o momento de

sua utilização.

Figura 4.3 - Cimento Portland CP-V ARI

4.1.5. HIDRÓXIDO DE SÓDIO

O hidróxido de sódio PA (NaOH) (Figura 4.4) utilizado neste trabalho para tratamento

químico das fibras de piaçava com objetivo promover uma melhor adesão entre as fases

matriz/fibra foi fornecido pelo Laboratório do Departamento de Ciências Naturais (DCNAT)

da Universidade Federal de São João del-Rei. Seu uso se deu através de sua dissolução em

água em diferentes frações mássicas.


Figura 4.4 - Hidróxido de Sódio (NaOH)

4.1.6. BORRACHA DE SILICONE

Fornecida pela empresa Casa da Resina localizada em Belo Horizonte – MG, a borracha

de silicone foi utilizada na fabricação dos moldes para o núcleo honeycomb e para a

caracterização da resina. A escolha desta borracha deu-se por sua boa fluidez, moldabilidade e

reprodução dos detalhes, baixa retração linear e por dispensar o uso de desmoldantes. A

Figura 4.5-a ilustra a borracha de silicone e a Figura 4.5-b o catalisador misturado a silicone

para promover sua cura.

a)

b)

Figura 4.5 - a) Borracha de silicone; b) Catalisador.

Cabe neste momento, uma breve ressalva sobre o uso de desmoldantes. Sua utilização,

apesar de facilitar o processo de desmoldagem, deixa sobre o material fabricado uma película

do mesmo. Tal película demonstrou, em pré-testes realizados, reduzir a eficiência da adesão

de outros materiais com o material fabricado. Como exemplo: corpo de prova em testes de

tração e a proteção utilizada em suas extremidades ou entre lâminas de piassava e o núcleo

honeycomb. Mediante o exposto, no decorrer do trabalho, o uso de desmoldantes foi abolido

tanto na fabricação com moldes de silicone como em outras técnicas de fabricação.


4.2.EQUIPAMENTOS

Nesta seção serão apresentados os equipamentos utilizados para a obtenção das

variáveis resposta de interesse na etapa experimental deste trabalho. Tais variáveis são:

módulo de elasticidade em tração (MOEt), resistência à tração (MORt), módulo de

elasticidade em flexão (MOEf), módulo de resistência à flexão (MORf), coeficiente de

Poisson, deflexão e força aplicada.

4.2.1. MÁQUINA UNIVERSAL DE ENSAIOS SHIMADZU®

A máquina de ensaios universal SHIMADZU® AG-X Plus (Figura 4.6-a), de capacidade

de carga de 100 kN e equipada com uma célula de carga SLFL-100 kN foi utilizada para

obtenção das propriedades mecânicas das fibras, da resina e dos materiais compósitos. Nos

testes de tração foi utilizado o conjunto de garras apresentado na Figura 4.6-b e nos testes de

flexão a três pontos foi utilizado o suporte apresentado na Figura 4.6-c. O extensômetro de

vídeo digital, modelo TRView X (Figura 4.6-d) foi utilizado para medições de elongação e de

largura de forma simultânea, visando a obtenção do coeficientes de Poisson. O software

Trapezium X foi utilizado na aquisição, processamento e ajuste dos dados obtidos nos testes

realizados nesta máquina.


a)

b)

c)

d)

Figura 4.6 - a) Máquina universal de ensaios SHIMADZU®; b) Garras utilizadas no teste de tração; c) Suporte para flexão a três e quatro pontos; d) Extensômetro de vídeo digital.

4.2.2. MÁQUINA UNIVERSAL DE ENSAIOS EMIC

Por falta de um suporte adequado para a realização dos ensaios de flexão dos

compósitos sanduíche na máquina da SHIMADZU®, os mesmos foram conduzidos em uma

máquina universal de ensaios EMIC modelo DL 500 (Figura 4.7-a) com célula de carga com

capacidade de 500 Kgf (5 kN), monitorada pelo software TESC 3.01. A Figura 4.7–b ilustra o

suporte utilizado nos testes de flexão a três pontos.


a)

b)

Figura 4.7 - a) Máquina universal de ensaios EMIC; b) Suporte para flexão a três pontos.

Foi criado um programa no software MATLAB®, versão R2011a, para auxiliar no

processamento e no ajuste dos dados oriundos do software TESC.

4.3.METODOLOGIA EXPERIMENTAL

Por ser este trabalho composto por etapas de caracterização, seleção e desenvolvimento

de materiais, simulações numéricas e análise do comportamento térmico, optou-se por

subdividir este item para seu melhor entendimento. Todas as etapas de fabricação e

caracterização foram realizadas nas dependências dos laboratórios CITEC e no laboratório de

ensaios mecânicos ambos pertencentes ao Departamento de Engenharia Mecânica da

Universidade Federal de São João del-Rei.

4.3.1. CARACTERIZAÇÃO DA RESINA

Foram fabricadas cinco amostras para a obtenção das variáveis resposta MOEt e MORt

da resina. A proporção mássica utilizada obedeceu às recomendações do fabricante da resina.

Moldes fabricados em borracha de silicone (Figura 4.8-a) foram utilizados para a obtenção

dos corpos de prova de tração (Figura 4.8-b). As dimensões dos corpos de prova seguiram as

recomendações da norma ASTM D638 (2010) assim como os procedimentos para os ensaios.

Os testes foram conduzidos na máquina universal de ensaios SHIMADZU® a uma velocidade

de 2 mm/min (Figura 4.8-c).


a)

b)

c)

Figura 4.8 - a) Molde em borracha de silicone; b) Aspecto do corpo de prova para tração; c) Ensaio de tração da resina.

Durante o vazamento das matrizes, os moldes foram submetidos à vibração mecânica

visando aperfeiçoar o preenchimento e eliminar as bolhas de ar aprisionadas durante o

vazamento. Após o período de cura, os corpos de prova foram retirados dos moldes passando

por uma etapa de lixamento a fim de melhorar os limites de tolerância necessários para os

ensaios e o acabamento superficial.

4.3.2. TRATAMENTO DA FIBRA DE PIAÇAVA

Conforme mencionado previamente, fibras naturais podem apresentar uma fraca adesão

à matriz quando utilizadas em materiais compósitos e que pré-tratamentos com o objetivo de

melhorar tal adesão são muitas vezes empregados.

Pesquisas como as de de Deus et al. (2005), D’Almeida et al. (2011-a e b) e Nascimento

et al. (2012) estão utilizando um tratamento químico conhecido como mercerização como pré-

tratamento em fibras de piaçava, porém com opiniões diferentes quanto à sua eficácia.

Visando determinar se o tratamento químico das fibras de piaçava com diferentes

concentrações de NaOH altera as propriedades mecânicas como MOEt e MORt tanto das

fibras de piaçava separadamente quanto dos compósitos fabricados com as mesmas, foram

feitas as investigações apresentadas a seguir.

As condições de fabricação dos compósitos que apresentarem as melhores propriedades

mecânicas serão selecionadas como material das lâminas dos compósitos sanduíche que serão

também estudados no decorrer deste trabalho.


4.3.2.1.Investigação do efeito da mercerização sobre a fibra de piaçava

Na presente etapa buscou-se averiguar os efeitos ocasionados pela mercerização das

fibras de piaçava sobre as variáveis resposta módulo de elasticidade na tração (MOEt) e

resistência à tração (MORt) das mesmas. Para tanto, utilizando a análise de variância simples

(one way ANOVA) foi realizado um planejamento de experimentos equilibrado com 3 grupos

e 25 observações em cada grupo. As condições experimentais são apresentadas na Tabela 4.1.

As concentrações escolhidas para as soluções basearam-se em experimentos já

realizados como os de de Deus et al. (2005), D’Almeida et al. (2011-a e b) e Nascimento et al.

(2012).

Tabela 4.1 - Condições experimentais para o tratamento das fibras de piaçava

Condição experimental Fração mássica de NaOH

C1 0% C2 10% C3 15%

As fibras de piaçava na condição em que recebidas foram lavadas em água corrente. No

grupo C1 as fibras não foram submetidas a nenhum tipo de tratamento químico, já nos grupos

C2 e C3 elas foram submetidas ao tratamento químico de mercerização em soluções

respectivamente com 10 e 15 wt% de NaOH. A priori, o grupo C1 foi imerso em água

destilada e os demais foram imersos durante o período de 1 hora nas respectivas soluções. Em

seguida, foram lavados em água corrente e imersos em água destilada durante 24 horas (com

trocas da água a cada 8 horas) o que produziu uma neutralidade química. O passo seguinte

consistiu em secar as fibras em uma estufa com temperatura de 60°C por um período de 24

horas. Este procedimento de secagem foi utilizado em um trabalho semelhante de Nascimento

et al. (2012). A temperatura mostra-se adequada, pois, através de análises termográficas, em

temperaturas abaixo de 85°C há uma pequena perda de massa das fibras, mas, esta é atribuída

à perda de água (D’ALMEIDA et al., 2006).

As fibras oriundas deste processo de tratamento foram conservadas dentro de

recipientes lacrados e em ambientes secos até o momento de sua utilização.

A preparação dos corpos de prova para o ensaio de tração tomou como base as

recomendações da norma ASTM D3822-07, que trata da determinação das propriedades


mecânicas de fibras têxteis, sintéticas ou naturais, submetidas a esforços de tração. Fez-se

necessária a utilização de uma proteção nas extremidades das fibras (~10 mm em cada

extremidade) para protegê-las de danos que pudessem ser causados pelas garras da máquina

universal de ensaios. Segundo informações contidas no trabalho de Silva (2011), que analisou

o comportamento de diferentes materiais de proteção em fibras naturais, a fixação das

extremidades das fibras utilizando cola instantânea em papel cartolina mostrou ser a mais

adequada e será utilizada neste trabalho.

Cada fibra foi cortada no comprimento de 50 mm e, em cada uma de suas extremidades,

foi fixada a proteção de cartolina reduzindo o comprimento útil do corpo de prova a 30 mm,

como pode ser visto no esquema ilustrado na Figura 4.9-a e na foto contida na Figura 4.9-b.

a)

b)

Figura 4.9 - a) Esquema apresentando o corpo de prova para ensaios das fibras; b) Imagem apresentando o corpo de prova para ensaios das fibras.

O ensaio de tração foi realizado na máquina universal de ensaios SHIMADZU® a uma

velocidade de 1 mm/min. A Figura 4.10-a exibe a montagem da fibra de piaçava nas garras da

máquina de ensaio em uma vista frontal e a Figura 4.10-b em uma vista perfil.

a)

b)

Figura 4.10 - Preensão da fibra de piaçava nas garras da máquina de ensaio. a) vista frontal;

b) vista perfil.

Cabe salientar que segundo Aquino et al. (2003), o valor do raio pode ser uma fonte de

erro quando se utilizam fibras naturais, uma vez que a sua área de secção transversal não é


circular (Figura 4.11). Elzubair et al. (2007) relatam que o diâmetro das fibras não é uniforme

nem mesmo na própria fibra e que é um fato esperado visto que as fibras naturais são

materiais heterogênios. Na Figura 4.11 pode-se notar não só as diferenças de tamanho e de

forma, mas também a existência de espaços vazios correspondentes aos canais por onde

passam os nutrientes e o fluxo de água ao longo da fibra (NASCIMENTO et al., 2012). Para

um maior aprofundamento dos componentes constituintes da fibra de piaçava recomenda-se a

leitura do artigo escrito por Elzubair et al. (2007).

a)

b)

Figura 4.11 - Secção transversal de fibras de piaçava. a) Diferenças no tamanho e forma das

fibras; b) Canais de passagem de nutrientes. Fonte: Nascimento et al. (2012).

A fim de reduzir os erros envolvidos na obtenção das propriedades mecânicas das

fibras, para a obtenção das áreas de cada fibra foi feita uma média das áreas obtidas em três

medições realizadas ao longo de seu comprimento. A área de cada medição foi obtida

considerando ser a fibra uma elipse e calculada através da Equação (4.1).

2 2maior menorA

φ φπ= (4.1)

Onde maiorφ é a medida do maior diâmetro da fibra e menorφ é a medida do menor diâmetro

da fibra.

4.3.2.2.Investigação do efeito da mercerização de fibras de piaçava utilizadas

em compósitos de matriz epóxi

Um estudo buscando identificar a influência do uso de fibras de piaçava submetidas ao

tratamento químico de mercerização com diferentes frações NaOH como fase reforçadora em

materiais compósitos de matriz epóxi foi realizado. Para tanto, utilizando a análise de


variância simples (one way ANOVA) foi realizado um planejamento de experimentos

equilibrado com 3 grupos e 8 observações em cada grupo. As condições experimentais são

apresentadas na Tabela 4.2. As variáveis resposta pretendidas são: MOEt e MORt.

Tabela 4.2 - Condições experimentais dos compósitos fabricados com fibras mercerizadas.

Condição experimental Fibras tratadas em soluções com C1 0% de NaOH C2 10% de NaOH C3 15% de NaOH

As fibras utilizadas como fase reforçadora foram obtidas e tratadas conforme já

mencionado no item 4.3.2.1. Os compósitos laminados fabricados para este trabalho foram

concebidos utilizando-se uma proporção volumétrica de 40 % de fibras na matriz epóxi.

Chegou-se nesta proporção através da realização de pré-testes que buscaram identificar a

maior quantidade de fibras que pudessem ser incorporadas ao compósito para que o mesmo

ficasse praticamente isento de defeitos. Além disso, informações contidas no trabalho de

Nascimento et al. (2012) corroboram os resultados obtidos no pré-teste.

Tendo em vista a diversidade de formas de processamento de materiais compósitos

reforçados por fibras descritos na literatura, no presente trabalho optou-se por utilizar o

processo de moldagem manual (Hand lay-up), pois, além de não requerer equipamentos

complexos, o que diminui os custos de fabricação, é apontado como o mais indicado para

testes em laboratórios e coleta de dados (TITA, 1999).

Uma estrutura composta por barras retangulares de madeira unidas através da utilização

de barras rosca e porcas foi desenvolvida para permitir a tecelagem unidirecional das fibras e

garantir-lhes uma leve tensão (Figura 4.12-a). Às bordas de cada barra inferior foi utilizada

uma fita dupla face 3M para permitir a fixação fibra a fibra de forma alinhada durante o

processo de tecelagem (Figura 4.12-a e b). Após a tecelagem, as barras de madeira superiores

eram colocadas no dispositivo de forma a prensar as fibras e garantir que ao tensionar

levemente as fibras, através do afastamento das barras de madeira pelo movimento causado

pelo aperto das porcas, as mesmas não viessem a se desprender (Figura 4.12-c).


a)

b)

c)

Figura 4.12 - Estrutura para laminação. a) Estrutura sem a barra superior e antes da tecelagem; b) Estrutura sem a barra superior e após a tecelagem; c) Estrutura completa após a

tecelagem e tensionamento das fibras.

A laminação foi realizada da seguinte maneira: um tecido teflon tipo Armalon® foi

posto sobre uma placa de vidro e ambas foram posicionadas abaixo do tecido de piaçava

(Figura 4.13-a). Com base na massa de fibras e na área a ser laminada, acrescentou-se sobre

as fibras a matriz (cálculo a ser apresentado). O espalhamento da matriz sobre as fibras foi

feito utilizando-se uma espátula e um rolo desaerador. Posteriormente, uma nova placa de

vidro recoberta com Armalon® foi posta sobre a lâmina superior e, sobre a placa, um peso de

1 Kg (Figura 4.13-b). Tais procedimentos visam obter uma superfície com melhor

acabamento e planicidade. Após o período de cura, os compósitos foram desmoldados

retirando-se os corpos de prova para os ensaios mecânicos ou para sua utilização nos

compósitos sanduíche (Figura 4.13-c). Neste momento é de suma importância o cuidado para

não danificar os corpos de prova, uma vez que se danificam facilmente devido às trincas no

sentido longitudinal das fibras, quando aos mesmos são impostas forças tendendo a flexioná-

los transversalmente.


a)

b)

c)

Figura 4.13 - a) Etapa anterior à laminação; b) Etapa de laminação e cura do material; c) Laminado de piaçava.

A massa total de fibras ( tfm ) foi calculada mediante a diferença entre as massas das

estruturas usadas para a fabricação antes e após a tecelagem. Uma vez que neste cálculo há

uma quantidade de fibras que não serão laminadas, houve a necessidade de se retirar a massa

referente às mesmas antes de se proceder ao cálculo da proporção matriz-fibra. Para tanto,

tomou-se primeiramente a densidade planar das fibras ( pfρ ) utilizando-se a Equação (4.2),

onde tfA é a área total ocupada pelas fibras.

tfpf

tf

m

Aρ = (4.2)

De acordo com o comprimento dos corpos de prova a serem fabricados e de sua largura,

foi calculada a área a ser laminada ( lA) e, através da utilização da Equação (4.3), a massa de

fibras ( fm ) a serem efetivamente laminadas pôde ser obtida.

f l pfm A ρ= (4.3)

O volume de fibras ( fv ) foi obtido mediante o emprego da Equação (4.4) e de dados

como o valor da massa de fibras ( fm ) e da densidade da fibra ( 31,12f g cmρ = , obtida na

literatura).

ff

f

mv

ρ= (4.4)

O volume de matriz ( mv ) foi obtido através da Equação (4.5).


60.

40f

m

vv = (4.5)

Uma vez calculado o volume de matriz, o valor mássico de resina a ser utilizado foi

obtido pela Equação (4.6). Sendo a densidade da mistura ( 31,1m g cmρ = ) resina e

endurecedor.

.m m mm vρ= (4.6)

A preparação dos corpos de prova tomou como base as recomendações da norma

ASTM D3039/D3039M (2008) para ensaios em compósitos com fibras unidirecionais

orientadas a 0º. O laminado obtido (Figura 4.13-c) foi cortado com as seguintes dimensões:

largura 15 mm, comprimento 250 mm (Figura 4.14-a). Assim como recomendado, nas

extremidades dos corpos de prova foram coladas placas de um laminado de fibra de vidro

(Figura 4.14-b) para proteção contra as forças de preensão das garras da máquina de ensaio. O

ensaio de tração foi realizado na máquina universal de ensaios SHIMADZU® a uma

velocidade de 2 mm/min. A Figura 4.14-c exibe a montagem do compósito na máquina de

ensaio.

a)

b)

c)

Figura 4.14 - Laminado de piaçava. a) Corpo de prova para ensaio de tração; b) Proteção nas extremidades; c) Montagem do compósito na máquina de ensaio.

A partir dos resultados obtidos nos ensaios discutidos nos itens 4.3.1 até o presente

momento, foi elaborado um estudo simples de análise micromecânica através da Regra da

Mistura. Esta regra nos permite determinar as propriedades de compósitos através de métodos


analíticos partindo das propriedades individuais de seus componentes ou por meio de ensaios

mecânicos experimentais em corpos de prova padronizados, porém, seus resultados mostram-

se adequados somente em certas situações ideais, pois, não considera as características da

interface fibra/matriz que, em outras palavras, considera que a adesão entre as fases

constituintes é perfeita (SILVA, 2011).

John e Thomas (2008) apresentam a regra da mistura para um sistema constituído de

dois componentes através da Equação (4.7). Onde *propP é a propriedade a ser investigada propP

e V são, respectivamente, a propriedade a ser investigada e a fração volumétrica de cada

componente. Os subscritos representam o componente.

4.3.3. MATERIAL PARTICULADO DE SERRAGEM

Um estudo visando desenvolver um material compósito com partículas de serragem

para ser utilizado como material constituinte do núcleo em painéis honeycomb foi realizado de

acordo com a metodologia a seguir.

A priori foram feitos testes preliminares para determinação da proporção mássica de

serragem/matriz capaz de ser misturada, homogeneizada e produzir um material compósito de

boa qualidade superficial. Para tanto foram feitos compósitos com proporções de 20/80,

40/60, 60/40 e 80/20. Observou-se, no entanto, que nas proporções de 60/40 e 80/20 não foi

possível uma homogeneização da mistura e tais condições foram abandonadas.

O estudo teve o intuito de investigar os efeitos da inclusão de frações mássicas (0%,

5%, 10%) de partículas de cimento Portland/resina em compósitos fabricados com as

proporções serragem/resina remanescentes (20/80, 40/60) sobre as variáveis-respostas:

módulo de elasticidade na flexão (MOEf) e resistência à flexão (MORf). O material

desenvolvido que apresentar as melhores propriedades será utilizado como núcleo do

compósito sanduíche. Para tanto, um planejamento fatorial completo do tipo 2131 foi

elaborado fornecendo seis condições experimentais distintas (Tabela 4.3) possibilitando

investigar os efeitos individuais (proporção serragem/resina e cimento/resina) ou a interação

entre ambas nas variáveis-respostas de interesse. Foram feitas 10 observações para cada

condição experimental.

*1 1 2 2prop prop propP P V P V= + (4.7)


Tabela 4.3 - Condições experimentais para o material compósito laminado

Condições Experimentais

Proporção mássica serragem

resina Proporção mássica

cimento

resina

C1 40/60 0% C2 40/60 5% C3 40/60 10% C4 20/80 0% C5 20/80 5% C6 20/80 10%

As partículas de serragem utilizadas foram apresentadas no item 4.1.3 enquanto as

partículas de cimento foram apresentadas no item 4.1.4.

A fabricação dos compósitos particulados foi feita primeiramente pesando-se seus

constituintes separadamente para garantir as proporções almejadas. Posteriormente os

mesmos foram misturados respeitando-se a seguinte sequência: resina com o endurecedor

(parte líquida); serragem com o cimento (parte particulada); e a mistura da parte líquida com a

parte particulada. A mistura foi feita manualmente e por um período de 5 minutos visando

obter uma maior homogeneidade do material.

Estruturas de MDF foram fabricadas para servir como moldes para os compósitos

particulados. Cada estrutura possui laterais removíveis, para facilitar a desmoldagem, e uma

tampa que é utilizada para prensar o material (Figura 4.15-a). A fim de garantir uma espessura

uniforme, batentes foram colocados nas extremidades deste molde para limitar o curso da

tampa durante a prensagem (Figura 4.15-b). Os compósitos particulados ainda em uma fase

pastosa foram despejados no interior dos moldes e prensados até atingirem o batente. Devido

a uma ligeira folga deixada entre as tampas e as paredes dos moldes, o excesso de material

pôde sair (Figura 4.15-c). Após o período de cura os compósitos foram desmoldados (Figura

4.15-d) e separados para a etapa de corte dos corpos de prova para o ensaio de flexão ou para

serem utilizados como material do núcleo em painéis honeycomb.


a)

b)

c)

d)

Figura 4.15 - a) Molde para o material particulado; b) Batentes nas extremidade dos moldes; c) Meterial extravazado pela fresta entre a tampa e as paredes laterais do molde; d) Compósito

após período de cura.

Os ensaios de flexão estática em três pontos foram realizados de acordo com as

premissas e métodos de cálculo da norma americana ASTM D790 (2010). As dimensões dos

corpos de prova foram: 50,8 mm de comprimento, 12,7 mm de largura e 1,6 mm de espessura.

As dimensões do comprimento e da largura foram obtidas primeiramente pelo corte do

compósito após o período de cura (Figura 4.16-a), e posterior lixamento. A fim de obter a

espessura adequada, planicidade e bom acabamento das faces dos corpos de prova, foi

desenvolvido um aparato em aço com uma cavidade que permitia o encaixe do corpo de prova

em seu interior (Figura 4.16-b). Com o auxílio de uma lixadeira orbital, o material excedente

das faces pôde ser retirado e a tolerância da espessura alcançada. A Figura 4.16-c ilustra as

vistas superior e frontal do corpo de prova obtido. O ensaio de flexão a três pontos foi

realizado na máquina universal de ensaios SHIMADZU® a uma velocidade de 2 mm/min com

um distanciamento entre os apoios de 25,4mm. A Figura 4.16-d exibe a colocação do

compósito na máquina de ensaio.


a)

b)

c)

d)

Figura 4.16 - a) Compósito após o período de cura e marcado para corte dos corpos de prova; b) Aparato para lixamento; c) Corpo de prova para o ensaio de flexão; d) Montagem do

compósito na máquina de ensaio.

4.3.4. COEFICIENTE DE POISSON

Na etapa de simulação numérica o dado de coeficiente de Poisson dos materiais é

necessário, portanto, um estudo visando obter tal propriedade foi realizado.

A condição C1 para os compósitos laminados e a condição C3 para os compósitos

particulados foram escolhidas para este estudo tendo em vista que foram as condições que

apresentaram as melhores propriedades mecânicas nos ensaios de seleção e caracterização e

que serão as utilizadas na fabricação dos compósitos sanduíche.

Foram fabricados cinco corpos de prova de cada material. Os mesmos foram ensaiados

sob tração enquanto eram monitorados por um extensômetro de vídeo digital na máquina

universal de ensaios SHIMADZU® a uma velocidade de 1 mm/min. Variáveis resposta como

MOEt, MORt e Coeficiente de Poisson puderam ser obtidas.

As dimensões dos corpos de prova foram as mesmas utilizadas no teste de tração do

compósito laminado. As etapas de fabricação foram semelhantes às já discutidas para os

respectivos materiais. Nas extremidades dos corpos de prova foram coladas placas de um

laminado de fibra de vidro para proteção contra as forças de preensão das garras da máquina

de ensaio (Figura 4.17-a e b). Pontos de referência foram colados ou desenhados sob as faces


dos corpos de prova visando a orientação dos limites dos mesmos ao vídeo extensômetro

(Figura 4.17-c)

a)

b)

c)

Figura 4.17 - Corpos de prova. a) Laminado de piaçava; b) Particulado de serragem; c) Marcações para a vídeo extensômetria.

4.3.5. ENSAIOS NUMÉRICOS

No presente tópico será desenvolvida uma descrição de como foi realizada a simulação

numérica utilizando-se o MEF para predizer o máximo deslocamento no centro de um

material compósito sanduíche submetido a um teste de flexão 3 pontos. Uma descrição dos

diferentes tipos de elementos finitos utilizados no desenvolvimento da malha será incluída,

assim como as ferramentas e técnicas para estabelecer as condições de contorno e as formas

de aplicação das forças. O procedimento das simulações seguiu basicamente o roteiro

apresentado no item 2.3 previamente apresentado. Cabe, neste momento, fazer algumas

considerações referentes a procedimentos e simplificações utilizadas:

- Visando obter um modelo de elementos finitos o mais próximo do sistema físico

possível, optou-se por utilizar um modelo tridimensional.

- Elementos sólidos de primeira ordem, Penta6 e Hex8 (Figura 4.18), foram utilizados

nas simulações, pois, conforme apresentado por Dutra et al. (2012) em um trabalho que

buscou identificar a influência que o tipo de EF tem sobre o tempo de processamento e de

utilização do CPU em uma simulação de um ensaio de flexão a três pontos de material

compósito com núcleo honeycomb, tais EFs mostraram um menor tempo de processamento

com maior estabilidade e exatidão dos resultados que a utilização de elementos planos e

elementos sólidos tetraédricos. Além desse fato, tais elementos adéquam de forma precisa às

geometrias analisadas.

MATERIAIS E MÉTODOS

Ao fazer uso de elementos planos

sejam elas associados a um núcleo modelado com elementos planos ou tridimensionais,

notou-se que há uma interferê

modalidade de simulação não foi empregada no presente estudo.

Figura 4.

- Os materiais foram c

em seu regime elástico-linear.

A modelagem das geometrias do núcleo e das lâminas foram realizadas no software

SolidWorks (2010) respeitando

cada corpo de prova. Tais geometrias foram então exportadas no formato

Exchange Specification (IGES) para o software HyperMesh.

Neste software a discretização da geometria em uma malha com EF tridimensionais

sólidos de primeira ordem

aresta entre de 0,3 mm

propriedades como MOE e coeficiente de Poisson

materiais constituintes do compósito

mediante ensaios mecânicos

Tabela 4.4 - Propriedades utilizada

Material Local de utilizaçãoLaminado Lâminas

Particulado Núcleo

Elemento 3D de 1ª ordem em formato pentaédrico com 6 nós.

Elemento 3D de 1ª ordem em formato hexaédrico com 8 nós.

MATERIAIS E MÉTODOS

Ao fazer uso de elementos planos, para simular as lâminas de compósitos


há uma interferência entre o núcleo e as lâminas e, por mais es

modalidade de simulação não foi empregada no presente estudo.

.18 - Elementos Finitos utilizados nas simulações

Os materiais foram considerados isotrópicos e submetidos a um carregamento ainda

linear.


SolidWorks (2010) respeitando-se os parâmetros dimensionais das lâminas e do núcle

. Tais geometrias foram então exportadas no formato

IGES) para o software HyperMesh.


de primeira ordem tipo Penta6 e Hex8 foi realizada e compelindo

a 1,5 mm tendo como tamanho alvo arestas de 1,2 mm

propriedades como MOE e coeficiente de Poisson (Tabela 4.4) foram atribuída

materiais constituintes do compósito sanduíche. Os valores de tais propriedades foram obtidos

mediante ensaios mecânicos já previamente apresentados.

Propriedades utilizadas nas simulações

Local de utilização MOE (MPa) Coeficiente de PoissonLâminas 3445 Núcleo 2890

Penta6


Hex8


61

para simular as lâminas de compósitos honeycomb,


ncia entre o núcleo e as lâminas e, por mais esse motivo, tal

Elementos Finitos utilizados nas simulações

onsiderados isotrópicos e submetidos a um carregamento ainda


se os parâmetros dimensionais das lâminas e do núcleo de

. Tais geometrias foram então exportadas no formato Initial Graphics


compelindo um tamanho de

a 1,5 mm tendo como tamanho alvo arestas de 1,2 mm. As

foram atribuídas a ambos os

. Os valores de tais propriedades foram obtidos

Coeficiente de Poisson 0,33 0,36




Para Baglin e Scott (2000 apud TAVÁREZ, 2001), a modelagem das condições de

contorno são, muitas vezes, o aspecto mais crítico na obtenção de valores confiáveis

utilizando-se o MEF. Sendo assim, diversos comandos foram utilizados almejando obter uma

adequada representação das condições de contorno do modelo e serão detalhadamente

apresentadas.

- Aplicação da força

Para simular a aplicação da força oriunda do identador do teste de flexão, uma força

vertical (direção y) distribuída sobre uma área de 1x75mm no centro do corpo de prova foi

imposta através da utilização dos comandos force e rigids. O comando rigids garante que a

força imposta sobre ela seja distribuída de maneira uniforme sobre os nós escolhidos para

sofrerem o carregamento (Figura 4.19). As forças utilizadas nas simulações variaram, pois,

deveriam garantir a condição de carregamento no limite elástico-linear dos materiais

envolvidos.

Figura 4.19 - Comando rigids.

- Suportes

Para simular a presença dos suportes do teste de flexão de três pontos foi utilizado o

comando constrains para limitar o deslocamento na direção x, y e z em um suporte e nas

direções y e z no outro. Tais suportes estão posicionados a 150 mm um do outro e a 75 mm do

centro do corpo de prova (Figura 4.20).


Figura 4.20 - Comando constrains.

A união entre a lâmina e o núcleo foi considera perfeita, ou seja, nenhum deslocamento

entre os nós compartilhados foi permitido.

Após realizar a etapa de pré-processamento, a etapa de processamento foi realizada

dentro do próprio Hypermesh utilizando-se o Radioss. A etapa de pós-processamento e

visualização dos resultados foi feita utilizando-se o Hyperview.

4.3.6. VALIDAÇÃO DO MODELO NUMÉRICO

Compósitos sanduíche com núcleo honeycomb foram desenvolvidos e ensaiados tanto

experimental quanto numericamente visando validar os resultados obtidos no modelo

numérico.

A norma americana ASTM C393/C393M (2011) foi utilizada como referência para os

ensaios de flexão a três pontos nos compósitos sanduíche. As dimensões utilizadas foram as

recomendadas como padrão, ou seja, os corpos de prova foram fabricados com comprimento

de 200 mm, largura de 75 mm e com espessura igual ao conjunto das lâminas mais o núcleo.

O afastamento entre os apoios foi de 150 mm.

Seis compósitos sanduíche com núcleo honeycomb sendo três com núcleo com

geometria hexagonal e três com núcleo retangular foram desenvolvidos tanto experimental

quanto numericamente. O material utilizado nas lâminas foi o compósito de piaçava e no

núcleo o compósito particulado.

As recomendações da norma quanto à dimensão dos corpos de prova e quanto ao

posicionamento dos apoios foram respeitadas em ambos os modelos.


4.3.6.1.Modelo experimental

De acordo com Menta et al. (2012), a fabricação convencional de compósitos sanduíche

com núcleos honeycomb geralmente inclui vários passos, tais como a fabricação dos

laminados seguida pela união destas ao núcleo. Sendo assim, neste trabalho a fabricação dos

compósitos sanduíches foi feita mediante a união de duas lâminas do compósito de piaçava a

um núcleo do compósito de serragem utilizando-se para isso a resina epóxi.

A fabricação dos núcleos em formato honeycomb iniciou-se com a confecção de moldes

em silicone, conforme ilustrado na Figura 4.21, apropriados à fabricação dos núcleos com as

geometrias e dimensões apresentadas na Figura 4.22 e com espessura da parede do favo de

3 mm .

Figura 4.21 - Moldes em silicone apresentando suas respectivas geometrias.

Figura 4.22 - Geometrias e dimensões dos núcleos a serem moldados. Acima vista frontal, abaixo vista superior.

O preenchimento dos moldes foi feito utilizando-se a mistura que apresentou os

melhores resultados nos testes de flexão para este tipo de material, ou seja, a condição C3,

contendo as seguintes relações: 40/60 (mássica - serragem/resina) e 10/100 (mássica -

cimento/resina). Após o preenchimento dos moldes, os mesmos foram colocados sobre uma

bancada, devidamente forrada e plana, e, sobre cada um deles foi colocado o Armalon®, uma


lâmina de vidro e um peso de 1 Kg objetivando melhorar o acabamento e a planicidade da

face superior, que não está em contado com as paredes do molde.

Foi respeitado o período de cura à temperatura ambiente antes de se proceder a

desmoldagem. Ambas as faces, superior e inferior, foram levemente lixadas a fim de se

aumentar a abrasividade e retirar rebarbas. Os núcleos produzidos são apresentados na Figura

4.23.

Figura 4.23 - Núcleos honeycomb produzidos com material particulado de serragem e cimento após desmoldagem. Acima vista frontal, abaixo vista superior.

As lâminas foram fabricadas conforme procedimento apresentado no item 4.3.2.2. A

união entre o núcleo e as lâminas foi realizada em etapas. Primeiramente, sobre uma bancada

devidamente forrada e plana era posicionada a lâmina. Com o auxílio de uma trincha

espalhava-se resina sobre uma das faces da mesma e o núcleo era colocado sobre ela. Uma

lâmina de vidro e um peso de 1 Kg eram colocados em seguida sobre eles e mantidos durante

o período de cura visando garantir o contado do núcleo com a lâmina. Após o período de cura

(Figura 4.24-a), o procedimento era repetido para a união da outra lâmina. Os compósitos

sanduíche com núcleos honeycomb com geometria hexagonal são mostrados sob diferentes

perspectivas na Figura 4.24-b e os com geometria retangular na Figura 4.24-c.

a)

b)

c)

Figura 4.24 - a) União após o período de cura entre a lâmina e o núcleo; Compósitos sanduíche com núcleos honeycomb: b) Geometria hexagonal; c) Geometria retangular.


Os ensaios foram conduzidos na máquina universal de ensaios EMIC a uma velocidade

de 2 mm/min. A variável resposta deslocamento foi então obtida. As Figura 4.25-a e b

ilustram o posicionamento do corpo de prova na máquina de ensaio e a Figura 4.25-c ilustra

um momento do ensaio de um corpo de prova.

a)

b)

c)

Figura 4.25 - a) Posicionamento do corpo de prova para o ensaio de flexão; b) Vista frontal no momento anterior ao início do ensaio; c) Instante de um ensaio do corpo de prova.

4.3.6.2.Modelo numérico

A cada etapa de fabricação dos corpos de prova do modelo experimental eram anotados

os seguintes dados: espessura da lâmina inferior, espessura do núcleo e espessura da lâmina

superior. Tais cuidados foram necessários, pois, apesar de todo cuidado, a fabricação manual

causa uma pequena variação dimensional dos materiais fabricados.

Uma vez tomado este cuidado, procedeu-se à modelagem das geometrias do núcleo e

das lâminas respeitando-se os parâmetros dimensionais de cada corpo de prova. Os demais

passos foram realizados como descrito no item 4.3.5. As forças impostas aos corpos de prova

nas simulações foram de 200, 250 e 275 N.


A validação do modelo numérico foi feita através da comparação dos deslocamentos no

centro do vão, em diferentes momentos do carregamento, entre os ensaios numéricos e os

experimentais. Cabe aqui relembrar que esta comparação se deu dentro dos limites elástico-

linear dos materiais.

4.3.7. COMPÓSITO SANDUÍCHE

A manipulação de alguns parâmetros construtivos, tanto das lâminas quanto do núcleo

em compósitos sanduíche, é capaz de alterar as propriedades do compósito como um todo.

Esta secção busca apresentar os procedimentos utilizados para investigar a maneira com que

algumas propriedades são afetadas pela alteração destes parâmetros em compósitos fabricados

com os materiais desenvolvidos no decorrer deste trabalho.

Para tanto foi realizado um estudo fatorial completo 413222, através de simulações

numéricas e da utilização de equações, para verificar o efeito da altura do favo (5, 10, 20 e 30

mm), da geometria do favo (hexagonal e retangular), da densidade do favo (2, 4 e 6 repetições

na largura, que serão chamadas respectivamente de Onda 1, Onda 2 e Onda 3), da espessura

da parede do favo (1, 2 e 3 mm) e da espessura das lâminas (1, 2 mm) sobre o produto de

rigidez e sobre a condutividade térmica equivalentes do compósito. Tais condições

experimentais são apresentadas nas Figura 4.26 e Figura 4.27 no APÊNDICE A – Tabela de

dados e resultados.

a)

b)

Figura 4.26 - Condições experimentais. A) Espessura da parede do favo e Altura do favo; B) Espessura da lâmina.


a)

b)

c)

Figura 4.27 - Condições experimentais. Geometrias hexagonais e retangulares. Densidades

do favo: a) 2 [Onda1]; b) 4 [Onda 2] e c) 6 [Onda 3] repetições na largura.

A fim de estabelecer um procedimento que permitisse a comparação da eficiência entre

as geometrias, buscou-se projetar os favos com o mesmo número de repetições na largura e

com o mesmo do que aqui chamaremos de comprimento do favo (λ) (Figura 4.28).

Figura 4.28 - Comprimento do favo (destacado em azul).

4.3.7.1.Produto de rigidez

Temos da resistência dos materiais que, para vigas simplesmente apoiadas e com força

pontual aplicada na metade da distância entre os apoios (Figura 4.29), os valores máximos de

deslocamento vertical são dados pela Equação (4.8) (HIBBELER, 2005). Cabe salientar que

tal equação desconsidera a parcela dos esforços cortantes (cisalhamento) e preserva apenas a


parcela dos esforços fletores. Tal hipótese geralmente é adotada para flexão de barras longas

(barras cujo comprimento é muito maior do que a altura da seção transversal).

Figura 4.29 - Viga simplesmente apoiada submetida a uma força pontual aplicada na metade da distância entre os apoios.

3

48máx

PL

EIυ = − (4.8)

Através de simulações numéricas (metodologia explicada em secções precedentes)

empregando os parâmetros apresentados no apêndice A foi possível obter o máximo

deslocamento no centro do vão para cada condição experimental. Um rearranjo da Equação

(4.8) foi realizado com o intuito de isolar a variável resposta desejada desta equação, ou seja,

o produto de rigidez equivalente do compósito ( )EI (Equação (4.9)). Para a obtenção de tal

produto de rigidez equivalente supôs-se que os materiais dos compósitos sanduíche fossem

fabricados com um material sólido, homogênio e isotrópico. Uma vez conhecidos os demais

parâmetros, ou seja, força aplicada ( )P , distância entre os apoios ( )L e o máximo

deslocamento ( )maxv , o produto de rigidez pôde ser calculado e utilizado para as devidas

comparações.

3

48máx

PLEI

υ= − (4.9)


4.3.7.2.Condutividade térmica

Através da utilização e manipulação da equação de Fourier e do conceito de resistência

térmica, a condutividade térmica equivalente dos compósitos sanduíche empregando os

parâmetros construtivos apresentados no Apêndice A pôde ser obtida.

Algumas suposições foram consideradas:

• A única forma de transferência de calor considerada foi a condutiva;

• As extremidades e as bordas laterais do compósito foram consideradas isoladas;

• O fluxo de calor ocorre unidimensionalmente em direção à espessura e em

estado estacionário;

• A condutividade térmica foi considerada independente da temperatura.

• O ar aprisionado no interior das células é tratado como um material sólido e a

circulação do ar em seu interior é negligenciada;

• A transferência de calor entre as paredes do favo e o ar aprisionado é

negligenciada;

• Não há geração de calor;

• Os materiais foram tratados como homogênios e isotrópicos.

Assim como explicado no item 2.2, circuitos térmicos podem ser utilizados para

representar sistemas complexos como os encontrados em paredes compostas, isto é, paredes

que incluem qualquer número de resistências térmicas em série ou em paralelo devido a

camadas de materiais diferentes.

Analisando o material compósito sanduíche com núcleo honeycomb (Figura 4.30-a)

como sendo uma associação de resistências em série e em paralelo (Figura 4.30-b e c) e

considerando as suposições previamente apresentadas foi possível, através da Equação (4.10),

que é uma equação semelhante à Equação (2.3) só que para paredes compostas, calcular a taxa

de fluxo de calor condutivo que atravessa este material. Para tanto, considerou-se um

,1 ,2s sT T T∆ = − constante de 20ºC.

,1 ,2s scond

total

T Tq

R

−= (4.10)


Sendo que sT é a temperatura na superfície da lâmina, totalR é a resistência total do

compósito e é representada pela Equação (4.11) e, LR , ArR e NR são, respectivamente, a

resistência térmica individual da lâmina, do ar e do núcleo.

Ar Ntotal L Ar N L L L

Ar N

R RR R R R R R

R R+= + + = + ++

(4.11)

Figura 4.30 - Analogia da resistência térmica de um material compósito sanduíche com uma resistência elétrica.

Cabe salientar que o procedimento para o cálculo da resistência térmica e algumas das

suposições utilizadas neste trabalho foram semelhantes às utilizadas em um trabalho de Xinyu

et al. (2009) que estudava a condução de calor em compósitos honeycomb e em um trabalho

de Liu et al. (2012) que estudava o efeito do tamanho do lúmen sobre a condutividade térmica

de compósitos fabricados com fibras naturais.

Empregando os subscritos de 1 a 4 para representar respectivamente a lâmina inferior, o

ar contido no interior dos favos, o núcleo e a lâmina superior, as resistências térmicas

individuais passam a ser representadas por: 11

1 1

LR

k A= , 2

22 2

LR

k A= , 3

33 3

LR

k A= , 4

44 4

LR

k A= . A

Tabela 4.5 apresenta algumas incógnitas utilizadas.


Tabela 4.5 - Incógnitas utilizadas na transferência de calor do compósito sanduíche com núcleo com geometria honeycomb

Utilizou-se a ferramenta medida do software SolidWorks (2010) em cada condição

experimental para a obtenção das áreas.

Desta forma, rearranjando Equação (4.10), chegamos à Equação (4.12) que foi a

equação efetivamente utilizada para o cálculo da taxa de fluxo de calor condutivo que

atravessa este compósito.

( )

,1 ,2

2 31 4

1 1 2 2 3 3 3 2 4 4

s scond

T Tq

L LL L

k A k A L k A L k A

−=

+ ++

(4.12)

De posse da taxa de fluxo de calor condutivo que atravessa este compósito sanduíche

com núcleo de geometria honeycomb, supomos, a título de permitir comparações com outros

materiais, que este passe a ser representado como um material homogênio, isotrópico e sem

porosidades, ocupando as mesmas dimensões e sob as mesmas condições de contorno

impostas ao compósito sanduíche para calcular sua condutividade térmica equivalente

)( equivalentek . Para isto, a Equação (2.3) foi rearranjada tornando-se a Equação (4.13). Onde L

passa a ser a espessura total do compósito sanduíche.

,1 ,2( )cond

equivalente

s s

q Lk

A T T=

− (4.13)

A seguir, serão apresentados alguns dados e procedimentos utilizados para a obtenção

da condutividade térmica dos compósitos. A Tabela 4.6 apresenta a condutividade térmica de

alguns materiais utilizados na fabricação dos mesmos.

1 4L L= Espessura das lâminas

2 3L L= Altura do favo

1 4 2 3, ,A A A A = Sendo respectivamente as áreas transversais à direção da transferência de calor das lâminas, do ar contido no interior dos favos e do núcleo.

1 4 2 3, ,k k k k= Sendo respectivamente as condutividades térmicas das lâminas, do ar e do material do núcleo.

,1 ,2s sT T− Diferença de temperatura nas extremidades externas das lâminas.


Tabela 4.6 - Condutividade térmica de alguns materiais

Material Condutividade Térmica (W mK ) Fonte

Cimento Portland 0,8 - 0,9 CES Selector (2009) Eucalyptus grandis 0,5188 Nogueira et al. (1993)

Resina Epóxi 0,181 – 0,196 CES Selector (2009)

Devido à falta de dados sobre a condutividade térmica da fibra de piaçava na literatura,

optou-se por utilizar a condutividade térmica de outra fibra lignocelulósica com composição

bem próxima à piaçava. A fibra de coco possui 35-45% de celulose e de 40-45% de lignina

com condutividade térmica de 0,047 W mK e densidade de 1,15-1,46 3g cm (PILLA,

2011).

A regra da mistura foi utilizada para obtenção da condutividade térmica do compósito

de piaçava e do compósito de serragem. Os valores das densidades e das condutividades

térmicas de cada um dos materiais foram previamente apresentados no decorrer deste trabalho

e, seus valores médios, foram utilizados nos cálculos para a obtenção, respectivamente, das

frações volumétricas e da condutividade térmica de cada compósito. Sendo assim, obtivemos:

• Compósito de piaçava – 1 4 0,1319W

k kmK

= =

• Compósito de serragem – 3 0,378W

kmK

=

A condutividade térmica do ar à temperatura ambiente é 2 0,026W

kmK

= (ÇENGEL,

2007).

A título de comparação, apresenta-se a condutividade térmica de outras fibras naturais:

sisal ( 0, 070 )k W mK= , cortiça ( 0, 039 )k W mK= , maconha ( 0,115 )k W mK= , banana

( 0,117 )k W mK= (AGOUDJIL et al., 2011)

5. RESULTADOS E DISCUSSÃO

Esta seção apresentará os resultados experimentais com suas respectivas análises. O

capítulo 5 está divido em sete partes, entre elas: caracterização da resina; investigação sobre o

efeito da mercerização sobre a fibra de piaçava; investigação sobre o efeito da mercerização

de fibras de piaçava utilizadas em compósitos de matriz epóxi; material particulado de

serragem; validação do modelo numérico através da comparação da deflexão em compósitos

honeycomb obtida numérica e experimentalmente; e uma análise do produto de rigidez e da

condutividade térmica equivalente dos compósitos sanduíche desenvolvidos.

5.1. CARACTERIZAÇÃO DA RESINA

A Tabela 5.1 apresenta as estatísticas descritivas referentes ao módulo de elasticidade

(MOEt) e resistência à tração (MORt) dos corpos de prova fabricados apenas com resina.

Tabela 5.1 - Resultados dos ensaios de tração dos corpos de prova de resina.

MOEt (GPa) MORt (MPa) Xm DP CV (%) Xm DP CV (%)

2,074 0,331 15,94 34,54 6,72 19,45

5.2. INVESTIGAÇÃO DO EFEITO DA MERCERIZAÇÃO SOBRE A FIBRA DE

PIAÇAVA


(MOEt) e resistência à tração (MORt) das fibras de piaçava submetidas ou não à

mercerização.

75 RESULTADOS E DISCUSSÃO

Tabela 5.2 - Resultados dos ensaios de tração para fibra de piaçava tratada ou não com NaOH.

MOEt (GPa) MORt (MPa)

Xm DP CV (%) Xm DP CV (%) C1 5,128 0,688 13,41 152,79 21,66 14,17

C2 5,239 0,714 13,63 152,29 28,84 18,94

C3 5,221 0,969 18,57 167,52 22,71 13,55

Os valores médios dos módulos de elasticidade e de resistência dos materiais fabricados

variaram respectivamente entre 5,128 GPa a 5,239 GPa e de 152,29 MPa a 167,52 MPa que

foram resultados bem próximos aos encontrados na literatura e apresentados no item 3.1.

A Tabela 5.3 apresenta os resultados dos P-valores da ANOVA referente ao fator

individual (Tratamento) sobre o módulo de elasticidade à tração (MOEt) e sobre o módulo de

resistência à tração (MORt). Conforme observado, p-valor maior que 0,05, o tratamento não

influenciou de forma significativa os valores de MOEt e de MORt das fibras de piaçava. Tal

resultado também foi obtido no estudo de d’Almeida et al. (2011-a), já apresentado

previamente.

Tabela 5.3 - Resultados da ANOVA para o MOEt e MORt.

Fator experimental P-valor

MOEt MORt Tratamento 0,891 0,083

3210-1-2-3

99,9

99

95

90

80

70

60

50

40

30

20

10

5

1

0,1

Resíduos - MOEt

Por

cen

tage

m

Mean -4,22942E-17StDev 0,7875N 63

AD 0,380P-Value 0,394

a) Gráfico de probabilidade normal dos resíduos

75

806040200-20-40-60-80

99,9

99

95

90

80

70

60

50

40

30

20

10

5

1

0,1

Resíduos - MORt

Por

cen

tage

m

Mean -0,6124StDev 23,16N 63AD 0,683

P-Value 0,071

b) Gráfico da normalidade dos resíduos

75


757065605550454035302520151051

2

1

0

-1

-2

Ordem da observação

Res

ídu

os -

MO

Et

c) Resíduos versus ordem dos dados

757065605550454035302520151051

75

50

25

0

-25

-50


Res

ídu

os -

MO

Rt

d) Resíduos versus ordem da observação

5,225,205,185,165,145,125,10

2

1

0

-1

-2

Valor ajustado

Res

ídu

os -

MO

Et

e) Resíduos versus valores ajustados

170165160155150

75

50

25

0

-25

-50

Valor ajustado

Res

ídu

os -

MO

Rt

f) Resíduos versus valores ajustados

Figura 5.1 - Gráficos de resíduos. Probabilidade normal: a) MOEt; b) MORt; Resíduos versus ordem dos dados: c) MOEt; d) MORt; Resíduos versus valores ajustados: e) MOEt; f) MORt.

Os gráficos de resíduos para média do MOEt e para o MORt exibidos na Figura 5.1

apresentaram um comportamento que atende as condições de normalidade exigidas para

validação do modelo de análise de variância:

- Distribuição normal comprovada pelo teste de normalidade de Anderson- Darling (P-

valor > que 0,05) (Figura 5.1-a e b);

- Independência (Figura 5.1-c e d);

- Homogeneidade entre variâncias (Figura 5.1-e e f).

5.3. INVESTIGAÇÃO DO EFEITO DA MERCERIZAÇÃO DE FIBRAS DE

PIAÇAVA UTILIZADAS EM COMPÓSITOS DE MATRIZ EPÓXI


(MOEt) e resistência à tração (MORt) dos compósitos de fibras de piaçava submetidas ou não

à mercerização.


Tabela 5.4 - Resultados dos ensaios de tração dos compósitos de fibra de piaçava.

MOEt (GPa) MORt (MPa) Xm DP CV (%) Xm DP CV (%)

C1 3,445 0,377 10,95 55,17 9,40 17,04

C2 3,591 0,32 8,91 60,95 5,81 9,53

C3 3,5575 0,2003 5,63 55,03 8,87 16,12


variaram respectivamente entre 3,445 GPa a 3,591 GPa e de 55,03 MPa a 60,95 MPa. A

Tabela 5.5 apresenta os resultados dos P-valores da ANOVA referente ao fator individual

(Tratamento) sobre o módulo de elasticidade à tração (MOEt) e sobre o módulo de resistência

à tração (MORt). Conforme observado, p-valor maior que 0,05, o tratamento não influenciou

de forma significativa os valores de MOEt e de MORt dos compósitos fabricados com fibras

de piaçava submetidas ou não à mercerização. Os resultados obtidos nos trabalhos de

D’Almeida et al. (2011-b) e Nascimento et al. (2012) corroboram os resultados obtidos neste

estudo.

Tabela 5.5 - Resultados da ANOVA para o MOEt e MORt.

Fator experimental P-valor MOEt MORt

Tratamento 0,624 0,277

0,80,60,40,20,0-0,2-0,4-0,6-0,8

99

95

90

80

70

60

50

40

30

20

10

5

1

Resíduos - MOEt

Por

cen

tage

m

Mean 2,960595E-16

StDev 0,2945N 24AD 0,370

P-Value 0,398


20100-10-20

99

95

90

80

70

60

50

40

30

20

10

5

1

Resíduos - MORt

Por

cen

tage

m

Mean -7,10543E-15

StDev 7,818N 24AD 0,356

P-Value 0,428

b) Gráfico de probabilidade normal dos resíduos


24222018161412108642

0,75

0,50

0,25

0,00

-0,25

-0,50


Res

ídu

os -

MO

Et

c) Resíduos versus ordem dos dados

24222018161412108642

20

10

0

-10

-20


Res

ídu

os -

MO

Rt

d) Resíduos versus ordem dos dados

3,6003,5753,5503,5253,5003,4753,450

0,75

0,50

0,25

0,00

-0,25

-0,50

Valores ajustados

Res

ídu

os -

MO

Et

e) Resíduos versus valores ajustados

61605958575655

20

10

0

-10

-20

Valores ajustados

Res

ídu

os -

MO

Rt

f) Resíduos versus valores ajustados

Figura 5.2 - Gráficos de resíduos. Probabilidade normal: a) MOEt; b) MORt; Resíduos versus ordem dos dados: c) MOEt; d) MORt; Resíduos versus valores ajustados: e) MOEt; f)

MORt.

Os gráficos de resíduos para média do MOEt e para o MORt exibidos na Figura 5.2

apresentaram um comportamento que atende as condições de normalidade exigidas para

validação do modelo de análise de variância:

- Distribuição normal comprovada pelo teste de normalidade de Anderson- Darling (P-

valor > que 0,05) (Figura 5.2-a e b);

- Independência (Figura 5.2-c e d);

- Homogeneidade entre variâncias (Figura 5.2-e e f).

A Figura 5.3 apresenta a análise micromecânica do compósito de piaçava fabricado com

a condição C1 para o MOEt. Os desvios-padrão são apresentados para todas as condições

ensaiadas, ou seja, somente a resina, somente a fibra e para a fração de 0,4 fibra/matriz. O

ponto vermelho representa o resultado obtido no ensaio de tração e permite concluirmos que

não houve problemas com a interface fibra/matriz.


Figura 5.3 - Análise micromecânica do compósito de piaçava.

5.4. MATERIAL PARTICULADO DE SERRAGEM


(MOEf) e módulo de resistência à flexão (MORf) dos compósitos fabricados com distintas

frações mássicas (0%, 5%, 10%) de partículas de cimento Portland/resina e distintas

proporções serragem/resina (20/80, 40/60).

Tabela 5.6 - Resultados dos ensaios de flexão dos compósitos de serragem.

MOEf (GPa) MORf (MPa) Xm DP CV (%) Xm DP CV (%)

C1 2,202 0,302 13,71 37,921 8,091 21,33

C2 2,396 0,286 11,92 39,494 7,902 20,00

C3 2,787 0,323 11,61 46,971 4,802 10,22

C4 1,910 0,091 4,75 41,007 1,493 3,64

C5 1,913 0,181 9,48 38,228 2,335 6,11

C6 2,001 0,218 10,88 39,400 4,101 10,40


variaram respectivamente entre 1,910 GPa a 2,787 GPa e de 37,921 MPa a 46,971 MPa. A

Tabela 5.7 apresenta os resultados dos P-valores da ANOVA referente aos fatores individuais

(Proporção serragem/resina e cimento/resina) e a interação entre ambos sobre o módulo de

elasticidade à flexão (MOEf) e sobre o módulo de resistência à flexão (MORf), encontrando-


se sublinhados os P-valores menores que 0,05 (5%), considerados significativos a um nível de

confiabilidade de 95%.

Tabela 5.7 - Resultados da ANOVA para o MOEf e MORf.

Fator experimental P-valor MOEf MORf

Proporção sin

serragem

re a 0,000 0,175

Proporção sin

cimento

re a 0,000 0,030

Proporção sin

serragem

re a * Proporção

sin

cimento

re a 0,010 0,011

A Figura 5.4 ilustra o gráfico de normalidade dos resíduos da ANOVA (Anderson-

Darling) sobre o MOEf (Figura 1-a) e sobre o MORf (Figura 1-b), comprovando normalidade

dos resíduos por apresentarem P-valor superior a 0,05. Em todas as respostas investigadas,

além da normalidade dos resíduos, foram verificadas as suas outras duas premissas para

validação da ANOVA (homogeneidade e independência dos resíduos) através dos gráficos de

resíduos que não serão apresentados.

0,80,60,40,20,0-0,2-0,4-0,6-0,8

99,9

99

95

90

80

70

60

5040

30

20

10

5

1

0,1

Resíduos - MOEf

Por

cen

tage

m

Mean 2,812565E-16

StDev 0,2363N 60AD 0,318

P-Value 0,528


20100-10-20

99,9

99

95

90

80

70

60

50

40

30

20

10

5

1

0,1

Resíduos - MORf

Por

cen

tage

m

Mean 1,717145E-15

StDev 5,171N 60AD 0,255

P-Value 0,719

b) Gráfico de probabilidade normal dos resíduos

Figura 5.4 - Gráficos de probabilidade normal dos resíduos. a) MOEf; b) MORf.

Para ANOVA fazem-se os pressupostos que ambas as amostras são extraídas a partir de

populações independentes, que podem ser descritas por uma distribuição normal

(MONTGOMERY, 2005). A Figura 5.4 exibe os gráficos residuais para as respostas

investigadas, a fim de verificar se suas amostras estão em conformidade com os pressupostos

da ANOVA. Os pontos distribuídos uniformemente ao longo da reta atendem as condições de


normalidade e homogeneidade exigidas para validação do modelo da ANOVA (WERKEMA

e AGUIAR, 1996).

De acordo com Drumond et al. (1993), os efeitos de interação entre os fatores de um

planejamento estatístico, quando considerados significativos, se mostram mais importantes

que os fatores individuais por melhor explicar o comportamento da variável-resposta em

análise, sendo investigados apenas os fatores individuais significativos quando a interação for

considerada não significativa.

Da Tabela 5.7, nota-se que as interações entre os dois fatores investigados para as

propriedades MOEf e MORf dos compostos foram significativas. A Figura 5.5 ilustra o

gráfico de interação entre os fatores principais sobre o MOEf (Figura 5.5-a) e sobre o MORf

(Figura 5.5-b) dos compostos fabricados com resina, serragem e partículas de cimento. Os

gráficos de interações são usados para visualização do efeito de interação de dois ou mais

fatores experimentais sobre a variável-resposta, permitindo comparar a significância relativa

entre os efeitos (WERKEMA E AGUIAR, 1996).

10%5%0%

2,8

2,6

2,4

2,2

2,0

Proporção Cimento/Resina

Méd

ia d

o M

OE

f (G

Pa)

40/6020/80

Resina/SerragemProporção

a)

10%5%0%

47

46

45

44

43

42

41

40

39

38

Proporção Cimento/Resina

Méd

ia d

o M

OR

f (M

Pa)

40/6020/80

Resina/SerragemProporção

b)

Figura 5.5 - Efeito da interação da proporção de serragem/resina e da proporção cimento/resina sobre a média do (a) MOEf e do (b) MORf.

Tanto para o MOEf quanto para o MORf (interações significativas) utilizou-se o teste de

comparações de Tukey fixando cada fator e avaliando os efeitos dos respectivos níveis.

Com o intuito de verificar a influência da proporção serragem/resina nos compostos,

foram fixados os níveis do fator proporção cimento/resina e utilizado o teste de agrupamento

de Tukey em cada nível deste último fator (Tabela 5.8). Com o intuito de verificar a

influência da proporção cimento/resina nos compostos, foram fixados os níveis do fator

proporção serragem /resina e utilizado o teste de agrupamento de Tukey em cada nível deste

último fator (Tabela 5.9).


Tabela 5.8 - Agrupamentos por Tukey para o MOEf e para o MORf.

MOEf MORf

Proporção sin

cimento

re a Xm Agrupamento Proporção

sin

cimento

re a Xm Agrupamento

0% 2,0561 B 0% 39,46 A 5% 2,1546 A B 5% 38,86 A

10% 2,3960 A 10% 43,86 A

Tabela 5.9 - Agrupamentos por Tukey para o MOEf e para o MORf.

MOEf MORf

Proporção sin

serragem

re a Xm Agrupamento Proporção

sin

serragem

re a Xm Agrupamento

40/60 2,462 A 40/60 41,460 A 20/80 1,943 B 20/80 39,544 A

Os resultados revelaram (Tabela 5.8) que o uso da proporção de 10% de cimento/resina

forneceu valores de MOEf superiores (agrupamento A) aos MOEf dos materiais feitos com

outras proporções (agrupamento B). Pelos resultados apresentados na Tabela 5.9 nota-se que a

proporção de serragem/resina de 40/60 (agrupamento A) forneceu valores de MOEf superiores

à proporção de 20/80 (agrupamento B). Através da análise das Tabelas 5.8 e 5.9 conclui-se

que tanto a proporção cimento/resina quanto serragem/resina não demonstram influenciar

significantemente os valores de MORf. Concluindo das análises efetuadas que compostos

fabricados com proporção de 10% de cimento/resina e com a proporção de serragem/resina de

40/60 apresentaram melhores resultados para MOEf, sendo a condição C3 a utilizada na

elaboração do material constituinte do núcleo dos compostos sanduíche fabricados no

decorrer deste trabalho.

Cabe salientar que a normalidade e a equivalência entre as variâncias dos níveis dos

fatores por resposta investigada foram ambos atendidos, validando-se desta forma os

resultados dos agrupamentos por Tukey, sendo a normalidade avaliada com o teste de

normalidade de Anderson-Darling (como ilustrado na Figura 5.6-a e b para o agrupamento da

Tabela 5.8 e na Figura 5.6-c e d para o agrupamento da Tabela 5.9) e a equivalência entre

variâncias com o uso de teste de hipótese (P teste bilateral), considerando equivalência entre

as variâncias para a hipótese nula (H0: σ12= σ2

2) e não equivalência para a hipótese H1.


1,00,50,0-0,5-1,0

99,9

99

95

90

80

7060504030

20

10

5

1

0,1

Resíduos - MOEf

Por

cen

tage

m

Mean -1,62833E-16StDev 0,3671

N 60AD 0,519

P-Value 0,180

a) Gráfico da probabilidade normal dos resíduos

20100-10-20

99,9

99

95

90

80

7060504030

20

10

5

1

0,1

Resíduos - MORf

Por

cen

tage

m

Mean -5,92119E-16

StDev 5,704N 60

AD 0,491P-Value 0,212

b) Gráfico da probabilidade normal dos resíduos

1,00,50,0-0,5-1,0

99,9

99

95

90

80

7060504030

20

10

5

1

0,1

Resíduos - MOEf

Por

cen

tage

m

Mean -0,004231StDev 0,2751

N 60AD 0,701

P-Value 0,064

c) Gráfico da probabilidade normal dos resíduos

20100-10-20

99,9

99

95

90

80

7060504030

20

10

5

1

0,1

Resíduos - MORf

Por

cen

tage

m

Mean 1,717145E-15

StDev 5,944N 60

AD 0,585P-Value 0,122

d) Gráfico da probabilidade normal dos resíduos

Figura 5.6 - Gráfico da probabilidade normal dos resíduos. Agrupamento apresentado na Tabela 5.8. a) MOEf; b)MORf. Agrupamento apresentado na Tabela 5.9. c) MOEf;

d)MORf.

5.5. COEFICIENTE DE POISSON

A Tabela 5.10 apresenta as estatísticas descritivas referentes ao coeficiente de Poisson

para ambos os materiais, laminado e particulado. As estatísticas referentes ao módulo de

elasticidade (MOEt) e resistência à tração (MORt) dos corpos de prova fabricados com a

condição C3 são apresentados na Tabela 5.11. Tais propriedades não são apresentadas neste

item para os compósitos laminados, pois já foram apresentadas na secção 5.3.

Tabela 5.10 - Resultados para o coeficiente de Poisson

Material Xm DP CV (%)

Laminado 0,3342 0,0596 17,82 Particulado 0,3618 0,0313 8,66


Tabela 5.11 - Resultados dos ensaios de tração dos compósitos particulados

Material Particulado Xm DP CV (%) MOEt 2,8902 0,1114 3,85 MORt 21,66 3,92 18,08

5.6. VALIDAÇÃO DO MODELO NUMÉRICO

Esta seção versa sobre a validação do modelo numérico através da comparação dos

resultados obtidos nos ensaios experimentais com os obtidos no modelo numérico.

A Tabela 5.12 apresenta os valores médios dos resultados obtidos nos ensaios de flexão

a três pontos para o deslocamento no centro dos apoios dos compósitos honeycomb com

núcleo hexagonal e retangular juntamente com seus respectivos desvios padrão. Apresenta

também os resultados obtidos numericamente e uma relação comparativa entre estes e os

obtidos experimentalmente. Devido às simulações numéricas terem sido realizadas com os

dados específicos de cada compósito, houve uma variação dos dados obtidos e, portanto, um

desvio padrão entre as simulações foi também obtido. A Figura 5.7 ilustra a curva

característica dos compósitos honeycomb com núcleo hexagonal e retangular, corrigida

segundo os preceitos da norma, obtida experimentalmente e os pontos representam os

resultados obtidos nas simulações.

Tabela 5.12 - Deslocamentos obtidos experimental e numericamente para compósitos com núcleo honeycomb e sua relação.

Tipo de núcleo Hexagonal Retangular Força aplicada 200 N 300 N 400 N 200 N 300 N 400 N Deslocamento

experimental (mm) 1,169

±0,089 1,756

±0,138 2,348

±0,180 1,286

±0,165 1,937

±0,231 2,600

±0,304 Deslocamento

numérico (mm) 1,092

±0,053 1,638

±0,080 2,184

±0,107 1,152

±0,125 1,762

±0,158 2,350

±0,211 Deslocamento

experimentalnumérico

1,073 1,072 1,075 1,116 1,099 1,106


Figura 5.7 - Comparação das curvas características dos compósitos honeycomb com núcleo hexagonal e retangular submetidos ao ensaio de flexão a 3 pontos entre os modelos

experimental e numérico.

Diante dos dados apresentados na Tabela 5.12 é possível notar que em ambas as

geometrias analisadas os valores obtidos para o deslocamento foram superiores no modelo

experimental. A explicação para tal fato pode estar contida na elaboração do modelo

numérico onde se considerou uma união perfeita entre as lâminas e o núcleo. Tal fato na

realidade não é de todo verídico, pois, a união entre a lâmina e núcleo proporcionada pelo

adesivo permite certo deslocamento entre ambos, contribuindo assim para a menor rigidez no

modelo experimental. Outro aspecto a ser levado em conta é a possibilidade de que o adesivo

não tenha tido contato com ambas as faces dos materiais a serem unidos em toda a extensão

do compósito. Além dos fatos já mencionados, podemos citar que estamos trabalhando com

compósitos cuja base é fabricada com materiais naturais que, por si só, já proporcionam certa

variabilidade de propriedades de seus constituintes.

Através da comparação entre os valores dos deslocamentos obtidos em diferentes

pontos da curva força-deflexão e no regime elástico-linear dos materiais é possível notar que


houve certa discrepância entre os modelos. O modelo experimental apresentou um

deslocamento superior ao numérico em torno de 7,3% para a geometria hexagonal e 10,7%

para a geometria retangular. Acredita-se, mesmo assim, que o modelo numérico utilizado

apresentou resultados coerentes, com uma margem de erro satisfatória levando-se em conta a

simplicidade de execução do pré-processamento e, principalmente, a velocidade obtida para o

processamento. Portanto, para as demais simulações a serem executadas no decorrer deste

trabalho, tal modelo numérico será utilizado.

Em uma trabalho de Davalus et al. (2001) foram encontradas discrepâncias, quanto à

deflexão em compósitos honeycomb, entre os modelos chegando na ordem de 8,56% e

consideraram como uma boa relação entre os dados.

5.7. COMPÓSITO SANDUÍCHE

Os resultados obtidos nas simulações numéricas e na utilização de alguns

equacionamentos encontram-se no apêndice A. A seguir serão discutidos os resultados

obtidos para o produto de rigidez e para a condutividade térmica dos compósitos analisados.

5.7.1. PRODUTO DE RIGIDEZ

As Figuras 5.8, 5.9, 5.10, 5.11 ilustram graficamente os resultados para o produto de

rigidez e para densidade planar dos compósitos sanduíche apresentados no apêndice A.

O aumento do produto de rigidez mostrou estar principalmente relacionado com:

- O aumento da espessura total do material compósito sanduíche (lâminas + núcleo),

como pode ser visto na análise da espessura da lâmina e a altura da parede do favo.

- O aumento da área de secção transversal com material sólido no núcleo do compósito

sanduíche e consequentemente redução dos espaços preenchidos com ar, como pode ser visto

na análise do tipo de onda e da espessura da parede do favo.

A priori, a geometria do favo não demonstrou influenciar o produto de rigidez do

compósito, porém, ao analisarmos os dados da Figura 5.11 notamos que os compósitos

fabricados com a geometria retangular apresentam uma densidade planar maior do que os de

geometria hexagonal. Ou seja, uma vez tendo gasto mais material para sua fabricação, sendo

mais denso e produzindo resultados para o produto de rigidez semelhantes aos apresentados

pelos compósitos de geometria hexagonal, conclui-se que os compósitos com geometria


retangular mostram-se ligeiramente inferiores aos com geometria hexagonal analisando o

critério do produto de rigidez.

240160

800

240160

800

Espessura da parede do favo (m)

Espessura da lâmina (m)

Altura da parede do favo (m)

0,00

3

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

240160

800

Onda 1

Pro

duto

de

rigi

dez

(N.m

²)

Onda 2

Onda 3

Geometria do favo = HexagonalGráfico de valores individuais - Produto de rigidez (N.m²)

Figura 5.8 - Produto de rigidez para compósitos com núcleo com geometria hexagonal

240160800

240160800




0,00

3

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

240160800

Onda 1

Pro

duto

de

rigi

dez

(N.m

²)

Onda 2

Onda 3

Geometria do favo = RetangularGráfico de valores individuais - Produto de rigidez (N.m²)

Figura 5.9 - Produto de rigidez para compósitos com núcleo com geometria retangular


Figura 5.10 - Produto de rigidez (N.m²)

Figura 5.11 - Densidade planar do compósito sanduíche (Kg/m²)

5.7.2. CONDUTIVIDADE TÉRMICA

As Figuras 5.12, 5.13 e 5.14 ilustram graficamente os resultados da taxa de fluxo de

calor, encontrada através do uso de equações, dos compósitos sanduíche apresentados no

apêndice A.

A redução da taxa de fluxo de calor mostrou estar principalmente relacionada com o

aumento da espessura total do material compósito sanduíche (lâminas + núcleo), como pode


ser visto na análise da espessura da lâmina e a altura da parede do favo. Tal fato pode ser

explicado, respectivamente, pelo aumento das resistências térmicas das lâminas através do

aumento de sua espessura e do núcleo através do aumento da altura da parede do favo.

Já o aumento da taxa de fluxo de calor mostrou estar principalmente relacionado com o

aumento da área de secção transversal com material sólido no núcleo do compósito sanduíche

e consequentemente redução dos espaços preenchidos com ar, como pode ser visto na análise

do tipo de onda e da espessura da parede do favo. Isto pode ser explicado da seguinte forma:

ondas mais densas e com espessuras da parede do favo maiores apresentam uma a resistência

térmica do núcleo menor do que as ondas menos densas e com espessuras da parede do favo

menores.

O tipo de geometria do favo não mostrou apresentar grande influência sobre a taxa de

fluxo de calor, porém, notamos, através da observação dos dados apresentados no apêndice A

e ilustrados na Figura 5.14, que a geometria retangular mostrou uma taxa de condução de

calor ligeiramente maior que a hexagonal. Fato este explicado por uma área maior ocupada

pelo material compósito de serragem no núcleo de geometria retangular, o que contribui para

redução de sua resistência.

12

6

0

12

6

0




0,00

3

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

12

6

0

Onda 1

Tax

a de

flux

o de

cal

or (W

)

Onda 2

Onda 3

Geometria do favo = HexagonalGráfico de valores individuais - Taxa de fluxo de calor (W)

Figura 5.12 - Taxa de fluxo de calor para compósitos com núcleo com geometria hexagonal


12

6

0

12

6

0




0,00

3

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

12

6

0

Onda 1

Tax

a de

flux

o de

cal

or (W

)

Onda 2

Onda 3

Geometria do favo = RetangularGráfico de valores individuais - Taxa de fluxo de calor (W)

Figura 5.13 - Taxa de fluxo de calor para compósitos com núcleo com geometria retangular

Figura 5.14 - Taxa de fluxo de calor (W)

As Figuras 5.15, 5.16 e 5.17 ilustram graficamente os resultados da condutividade

térmica equivalente dos compósitos sanduíche apresentados no apêndice A.

A condutividade térmica equivalente mostrou sofrer influência principalmente das

variáveis espessura da parede do favo e do tipo de onda. Isto acontece devido à alteração da


taxa do fluxo de calor promovida por motivos já mencionados e a não alteração das demais

variáveis da Equação (4.13).

As variáveis geometria do favo, espessura da lâmina e altura da parede do favo não

mostraram influenciar tal parâmetro. Conforme visto previamente, um aumento na altura da

parede do favo e/ou da espessura da lâmina é responsável por uma redução da taxa de fluxo

de calor e, uma redução na altura da parede do favo e/ou da espessura da lâmina é responsável

por um aumento da taxa de fluxo de calor. Através da análise da Equação (4.13) conclui-se

que, devido às variáveis espessura do compósito sanduíche e taxa de fluxo de calor serem

inversamente proporcionais, o fato de tais parâmetros não influenciarem a condutividade

térmica equivalente encontra-se explicado.

0,190,140,090,04

0,190,140,090,04




0,00

3

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,190,140,090,04

Onda 1

Con

duti

vida

de té

rmic

a eq

uiva

lent

e (W

/mK

)

Onda 2

Onda 3

Geometria do favo = HexagonalGráfico de valores individuais - Condutividade térmica equivalente (W/mK)

Figura 5.15 - Condutividade térmica equivalente para compósitos com núcleo com geometria hexagonal


0,190,140,090,04

0,190,140,090,04




0,00

3

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,00

2

0,00

1

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,03

00,

020

0,01

00,

005

0,190,140,090,04

Onda 1

Con

duti

vida

de té

rmic

a eq

uiva

lent

e (W

/mK

)

Onda 2

Onda 3

Geometria do favo = RetangularGráfico de efeitos individuais - Condutividade térmica equivalente (W/mK)

Figura 5.16 - Condutividade térmica equivalente para compósitos com núcleo com geometria retangular

Figura 5.17 - Condutividade térmica equivalente (W/mK)

A condutividade térmica dos materiais variou de 0,047 W mK a 0,182 W mK . A título

de comparação, apresenta-se a condutividade térmica de alguns materiais: fibra de vidro

(0,043 W mK ), lã de vidro (0,045 W mK ) placa de gesso e gesso cartonado (0,35 W mK ),


lã de rocha (0,045W mK ), policloreto de vinila (PVC) (0,20 W mK ), argila expandida

(granulado) (0,16W mK ), espuma rígida de poliuretano (0,03 W mK ) e borracha sintética e

polietilenos (0,40 W mK ) (ÇENGEL, 2007; RAUBER, 2011). Conclui-se que a

condutividade térmica dos compósitos sanduíche desenvolvidos no decorrer deste trabalho

aproxima-se a de materiais usualmente empregados como isolantes térmicos como a lã de

rocha e a lã de vidro.

6. CONCLUSÕES

- O tratamento superficial da fibra de piaçava através da mercerização, seja utilizando

soluções com 10 ou 15 wt% de NaOH, não evidenciou alterações significativas sobre o

módulo de elasticidade à tração e sobre o módulo de resistência à tração quando comparadas

as fibras não tratadas.

- A fabricação de compósitos utilizando fibras de piaçava, submetidas ao tratamento de

mercerização com soluções com 10 ou 15 wt% de NaOH, não evidenciou alterações

significativas sobre o módulo de elasticidade à tração e sobre o módulo de resistência à tração

quando comparadas aos fabricados com fibras não tratadas.

- Através da análise utilizando a regra da mistura, não ficou evidenciado problemas na

interface fibra-matriz dos compósitos de piaçava.

- Um planejamento fatorial completo de experimento permitiu identificar os efeitos de

fatores como a fração mássica cimento/resina e a fração mássica serragem/resina e de suas

interações sobre as variáveis respostas selecionadas, ou seja, o módulo de elasticidade à tração

e o módulo de resistência à tração. Ficou evidenciado que compósitos fabricados empregando

proporções mássicas de 40/60 serragem/resina e 10% cimento/resina apresentaram MOEf

superiores às demais condições analisadas, porém, o mesmo não ocorreu para o MORf.

Compósitos sanduíche com núcleo honeycomb foram desenvolvidos, utilizando os

compósitos de piaçava e os de serragem.

Através da comparação entre os resultados obtidos no modelo numérico e no modelo

experimental foram encontradas discrepâncias máximas na ordem de 10,7% para a deflexão

do compósito sanduíche. Este resultado considerado foi considerado satisfatório em predizer

tal dado tendo em vista a velocidade de processamento e as simplificações utilizadas no

modelo experimental.

A influência da alteração de parâmetros construtivos do compósito sanduíche sobre o

produto de rigidez e sobre a condutividade térmica equivalente foi avaliada permitindo

chegarmos às seguintes conclusões:

95 CONCLUSÕES

- O aumento do produto de rigidez mostrou estar principalmente relacionado com o

aumento da espessura total do material compósito sanduíche (lâminas + núcleo) e com o

aumento da área de secção transversal com material sólido no núcleo. Compósitos fabricados

com núcleo com geometria retangular mostraram apresentar um produto de rigidez

semelhante aos fabricados com núcleo com geometria hexagonal, porém, como sua densidade

planar é maior, conclui-se que a eficiência da geometria hexagonal é superior à geometria

retangular.

- A redução da taxa de fluxo de calor mostrou estar principalmente relacionada com o

aumento da espessura total do material compósito sanduíche (lâminas + núcleo) e seu

aumento com o aumento da área de secção transversal com material sólido no núcleo do

compósito sanduíche e consequentemente redução dos espaços preenchidos com ar. O tipo de

geometria do favo não mostrou apresentar grande influência sobre a taxa de fluxo de calor.

- A condutividade térmica equivalente mostrou sofrer influência principalmente das

variáveis espessura da parede do favo e do tipo de onda, sendo que variáveis geometria do

favo, espessura da lâmina e altura da parede do favo não mostraram influenciar tal parâmetro.

- Compósitos sanduíche com núcleo honeycomb apresentaram uma condutividade

térmica equivalente variando de 0,047 W mK a 0,182 W mK . Em muitos destes a

condutividade aproxima-se a de materiais usualmente empregados como isolantes térmicos.

Os estudos realizados, empregando simulações numéricas, apresentaram bastante

coerência com os realizados experimentalmente. Visto isto, fica clara a importância da

simulação numérica em, a partir de agora, poder ser empregada em outras configurações de

compósitos, utilizando os materiais desenvolvidos, sem que haja necessidade de ensaios

experimentais e, consequentemente, gastos desnecessários.

A partir da análise dos resultados previamente apresentados, observa-se que há diversas

formas de se de preparar o material compósito sendo, porém, algumas mais eficientes do que

outras, dependendo da aplicação que se deseja.

Sugestões para trabalhos futuros

- Testar soluções com diferentes frações de NaOH e alterar os tempos em que as fibras

são expostas à solução alcalina. Isto se faz necessário para compreender se o tratamento de

mercerização de fato não produz alterações nas fibras de piassava ou se os componentes das

polioses presentes nas fibras são afetados em condições diferentes às que lhe foram impostas

neste trabalho.

96 CONCLUSÕES

- Expandir as geometrias utilizadas no núcleo. Exemplo: triangular, ondulada, etc.

- Estudar as propriedades acústicas dos materiais compósitos com núcleo honeycomb

desenvolvidos, tendo em vista que esses são conhecidos como bons isolantes acústicos.

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APÊNDICE A – Tabela de dados e resultados

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C1 Hexagonal Onda 1 0,001 0,001 0,005 200 0,0038 3,6987 0,00080903 0,0349424 332,785 2,329 2,3751 0,05542

C2 Hexagonal Onda 1 0,001 0,001 0,010 200 0,0013 10,8507 0,00080903 0,0392921 218,289 2,619 1,2634 0,05054

C3 Hexagonal Onda 1 0,001 0,001 0,020 200 0,0005 30,7781 0,00080903 0,0479914 145,428 3,199 0,6525 0,04785

C4 Hexagonal Onda 1 0,001 0,001 0,030 200 0,0003 52,2964 0,00080903 0,0566907 118,106 3,779 0,4399 0,04692

C5 Hexagonal Onda 1 0,001 0,002 0,005 200 0,0015 9,2883 0,00080903 0,0655352 485,446 4,369 2,1205 0,06362

C6 Hexagonal Onda 1 0,001 0,002 0,010 200 0,0007 21,4695 0,00080903 0,0698849 332,785 4,659 1,1875 0,05542

C7 Hexagonal Onda 1 0,001 0,002 0,020 200 0,0003 49,6032 0,00080903 0,0785842 218,289 5,239 0,6317 0,05054

C8 Hexagonal Onda 1 0,001 0,002 0,030 200 0,0002 76,3851 0,00080903 0,0872835 171,144 5,819 0,4303 0,04877

C9 Hexagonal Onda 1 0,002 0,001 0,005 200 0,0034 4,0808 0,00159497 0,0391679 373,028 2,611 3,1918 0,07447

C10 Hexagonal Onda 1 0,002 0,001 0,010 200 0,0011 12,7378 0,00159497 0,0477431 265,239 3,183 1,7359 0,06944

C11 Hexagonal Onda 1 0,002 0,001 0,020 200 0,0003 40,2822 0,00159497 0,0648934 196,647 4,326 0,9078 0,06657

C12 Hexagonal Onda 1 0,002 0,001 0,030 200 0,0002 74,2084 0,00159497 0,0820437 170,924 5,470 0,6146 0,06556

C13 Hexagonal Onda 1 0,002 0,002 0,005 200 0,0013 10,5654 0,00159497 0,0697607 516,746 4,651 2,7484 0,08245

C14 Hexagonal Onda 1 0,002 0,002 0,010 200 0,0005 26,5782 0,00159497 0,0783359 373,028 5,222 1,5959 0,07447

C15 Hexagonal Onda 1 0,002 0,002 0,020 200 0,0002 69,4444 0,00159497 0,0954862 265,239 6,366 0,8680 0,06944

C16 Hexagonal Onda 1 0,002 0,002 0,030 200 0,0001 115,1720 0,00159497 0,1126365 220,856 7,509 0,5961 0,06755

C17 Hexagonal Onda 1 0,003 0,001 0,005 200 0,0033 4,3110 0,00235781 0,0432693 412,088 2,885 3,9144 0,09133

C18 Hexagonal Onda 1 0,003 0,001 0,010 200 0,0010 13,8683 0,00235781 0,0559457 310,810 3,730 2,1720 0,08688

C19 Hexagonal Onda 1 0,003 0,001 0,020 200 0,0003 46,2430 0,00235781 0,0812987 246,360 5,420 1,1491 0,08427

C20 Hexagonal Onda 1 0,003 0,001 0,030 200 0,0002 89,2291 0,00235781 0,1066516 222,191 7,110 0,7812 0,08333

C21 Hexagonal Onda 1 0,003 0,002 0,005 200 0,0013 11,1785 0,00235781 0,0738620 547,126 4,924 3,2678 0,09803

C22 Hexagonal Onda 1 0,003 0,002 0,010 200 0,0005 29,2664 0,00235781 0,0865385 412,088 5,769 1,9572 0,09133

C23 Hexagonal Onda 1 0,003 0,002 0,020 200 0,0002 81,7112 0,00235781 0,1118914 310,810 7,459 1,0860 0,08688

C24 Hexagonal Onda 1 0,003 0,002 0,030 200 0,0001 141,8592 0,00235781 0,1372444 269,107 9,150 0,7515 0,08517

110

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C25 Hexagonal Onda 2 0,001 0,001 0,005 250 0,0039 4,4592 0,00159661 0,0391768 373,112 2,612 3,1934 0,07451

C26 Hexagonal Onda 2 0,001 0,001 0,010 250 0,0013 13,8084 0,00159661 0,0477607 265,337 3,184 1,7369 0,06947

C27 Hexagonal Onda 2 0,001 0,001 0,020 250 0,0004 43,2320 0,00159661 0,0649287 196,754 4,329 0,9083 0,06661

C28 Hexagonal Onda 2 0,001 0,001 0,030 250 0,0002 79,3237 0,00159661 0,0820966 171,035 5,473 0,6149 0,06559

C29 Hexagonal Onda 2 0,001 0,002 0,005 250 0,0015 11,3701 0,00159661 0,0697695 516,811 4,651 2,7496 0,08249

C30 Hexagonal Onda 2 0,001 0,002 0,010 250 0,0006 28,5498 0,00159661 0,0783535 373,112 5,224 1,5967 0,07451

C31 Hexagonal Onda 2 0,001 0,002 0,020 250 0,0002 74,4205 0,00159661 0,0955215 265,337 6,368 0,8684 0,06947

C32 Hexagonal Onda 2 0,001 0,002 0,030 250 0,0001 123,2688 0,00159661 0,1126894 220,960 7,513 0,5964 0,06759

C33 Hexagonal Onda 2 0,002 0,001 0,005 250 0,0036 4,8239 0,00310135 0,0472668 450,160 3,151 4,5606 0,10641

C34 Hexagonal Onda 2 0,002 0,001 0,010 250 0,0011 15,7935 0,00310135 0,0639408 355,227 4,263 2,5773 0,10309

C35 Hexagonal Onda 2 0,002 0,001 0,020 250 0,0003 53,6573 0,00310135 0,0972889 294,815 6,486 1,3784 0,10109

C36 Hexagonal Onda 2 0,002 0,001 0,030 250 0,0002 107,4458 0,00310135 0,1306369 272,160 8,709 0,9408 0,10035

C37 Hexagonal Onda 2 0,002 0,002 0,005 250 0,0014 12,4315 0,00310135 0,0778596 576,738 5,191 3,7062 0,11119

C38 Hexagonal Onda 2 0,002 0,002 0,010 250 0,0005 33,3235 0,00310135 0,0945336 450,160 6,302 2,2803 0,10641

C39 Hexagonal Onda 2 0,002 0,002 0,020 250 0,0002 96,6894 0,00310135 0,1278816 355,227 8,525 1,2887 0,10309

C40 Hexagonal Onda 2 0,002 0,002 0,030 250 0,0001 173,8687 0,00310135 0,1612297 316,137 10,749 0,8981 0,10179

C41 Hexagonal Onda 2 0,003 0,001 0,005 250 0,0034 5,0966 0,00451371 0,0548602 522,478 3,657 5,6535 0,13192

C42 Hexagonal Onda 2 0,003 0,001 0,010 250 0,0010 17,3354 0,00451371 0,0791276 439,598 5,275 3,2980 0,13192

C43 Hexagonal Onda 2 0,003 0,001 0,020 250 0,0003 62,4667 0,00451371 0,1276624 386,856 8,511 1,7989 0,13192

C44 Hexagonal Onda 2 0,003 0,001 0,030 250 0,0001 130,6924 0,00451371 0,1761971 367,077 11,746 1,2368 0,13192

C45 Hexagonal Onda 2 0,003 0,002 0,005 250 0,0014 12,9920 0,00451371 0,0854530 632,985 5,697 4,3971 0,13191

C46 Hexagonal Onda 2 0,003 0,002 0,010 250 0,0005 36,1021 0,00451371 0,1097204 522,478 7,315 2,8268 0,13192

C47 Hexagonal Onda 2 0,003 0,002 0,020 250 0,0002 110,7632 0,00451371 0,1582551 439,598 10,550 1,6490 0,13192

C48 Hexagonal Onda 2 0,003 0,002 0,030 250 0,0001 210,5669 0,00451371 0,2067899 405,470 13,786 1,1640 0,13192

111

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N.m

²)

Áre

a tr

ansv

ersa

l do

favo

(m

^2)

Mas

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pro

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Kg)

Den

sid

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do c

orpo

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pro

va (

kg/m

³)

Den

sid

ade

pla

nar

do

corp

o d

e pr

ova

(Kg/

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Tax

a d

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uxo

de

calo

r (W

)

Con

du

tivi

dad

e té

rmic

a eq

uiv

alen

te

(W/m

.k)

C49 Hexagonal Onda 3 0,001 0,001 0,005 275 0,0041 4,7450 0,00233449 0,0431439 410,894 2,876 3,8932 0,09084

C50 Hexagonal Onda 3 0,001 0,001 0,010 275 0,0013 15,1298 0,00233449 0,0556950 309,416 3,713 2,1590 0,08636

C51 Hexagonal Onda 3 0,001 0,001 0,020 275 0,0004 49,8992 0,00233449 0,0807971 244,840 5,386 1,1418 0,08373

C52 Hexagonal Onda 3 0,001 0,001 0,030 275 0,0002 96,8734 0,00233449 0,1058993 220,624 7,060 0,7761 0,08279

C53 Hexagonal Onda 3 0,001 0,002 0,005 275 0,0016 12,1840 0,00233449 0,0737367 546,197 4,916 3,2531 0,09759

C54 Hexagonal Onda 3 0,001 0,002 0,010 275 0,0006 31,8602 0,00233449 0,0862877 410,894 5,753 1,9466 0,09084

C55 Hexagonal Onda 3 0,001 0,002 0,020 275 0,0002 88,9009 0,00233449 0,1113899 309,416 7,426 1,0795 0,08636

C56 Hexagonal Onda 3 0,001 0,002 0,030 275 0,0001 154,8113 0,00233449 0,1364921 267,632 9,099 0,7468 0,08464

C57 Hexagonal Onda 3 0,002 0,001 0,005 275 0,0038 5,1398 0,00446980 0,0546241 520,230 3,642 5,6219 0,13118

C58 Hexagonal Onda 3 0,002 0,001 0,010 275 0,0011 17,4198 0,00446980 0,0786554 436,975 5,244 3,2765 0,13106

C59 Hexagonal Onda 3 0,002 0,001 0,020 275 0,0003 62,7586 0,00446980 0,1267180 383,994 8,448 1,7861 0,13098

C60 Hexagonal Onda 3 0,002 0,001 0,030 275 0,0001 132,8930 0,00446980 0,1747807 364,126 11,652 1,2277 0,13095

C61 Hexagonal Onda 3 0,002 0,002 0,005 275 0,0015 13,1358 0,00446980 0,0852169 631,236 5,681 4,3779 0,13134

C62 Hexagonal Onda 3 0,002 0,002 0,010 275 0,0005 36,4073 0,00446980 0,1092482 520,230 7,283 2,8110 0,13118

C63 Hexagonal Onda 3 0,002 0,002 0,020 275 0,0002 111,8978 0,00446980 0,1573108 436,975 10,487 1,6382 0,13106

C64 Hexagonal Onda 3 0,002 0,002 0,030 275 0,0001 212,9743 0,00446980 0,2053735 402,693 13,692 1,1560 0,13101

C65 Hexagonal Onda 3 0,003 0,001 0,005 275 0,0037 5,2686 0,00640592 0,0650334 619,366 4,336 6,8934 0,16085

C66 Hexagonal Onda 3 0,003 0,001 0,010 275 0,0010 18,7910 0,00640592 0,0994740 552,633 6,632 4,1738 0,16695

C67 Hexagonal Onda 3 0,003 0,001 0,020 275 0,0003 73,5486 0,00640592 0,1683553 510,167 11,224 2,3330 0,17109

C68 Hexagonal Onda 3 0,003 0,001 0,030 275 0,0001 166,1163 0,00640592 0,2372365 494,243 15,816 1,6190 0,17269

C69 Hexagonal Onda 3 0,003 0,002 0,005 275 0,0015 13,1716 0,00640592 0,0956262 708,342 6,375 5,1122 0,15337

C70 Hexagonal Onda 3 0,003 0,002 0,010 275 0,0005 38,0254 0,00640592 0,1300668 619,366 8,671 3,4467 0,16085

C71 Hexagonal Onda 3 0,003 0,002 0,020 275 0,0002 125,0707 0,00640592 0,1989481 552,633 13,263 2,0869 0,16695

C72 Hexagonal Onda 3 0,003 0,002 0,030 275 0,0001 253,7525 0,00640592 0,2678293 525,155 17,855 1,4965 0,16960

112

Con

diç

ões

Geo

met

ria

do f

avo

Tip

o da

on

da

Esp

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ra d

a pa

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m)

Esp

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min

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)

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(m

)

Car

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pli

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)

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m)

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N.m

²)

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^2)

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Kg)

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kg/m

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m²)

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r (W

)

Con

du

tivi

dad

e té

rmic

a eq

uiv

alen

te

(W/m

.k)

C73 Retangular Onda 1 0,001 0,001 0,005 200 0,0039 3,6422 0,00091100 0,0354907 338,006 2,366 2,4856 0,05800
























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Documents

AVALIAÇÃO NUMÉRICA E EXPERIMENTAL DE COMPÓSITOS … · sandwich composites with honeycomb core of different shapes using composites previously developed and verify if the numerical