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CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA E CIÊNCIA DOS MATERIAIS, 14., 2000, São Pedro - SP. Anais 23901

TÉCNICA EXPERIMENTAL PARA A AVALIAÇÃO DA TENACIDADE À

FRATURA DE LAMINADOS METÁLICOS REFORÇADOS POR FIBRAS (LMRF)

E. M. Castrodeza (1), J. E. Perez Ipiña (2) e F. L. Bastian (1)(1) Laboratório de Materiais Compósitos, PEMM – COPPE – UFRJ,

Caixa Postal 68505, CEP 21945-970, Rio de Janeiro, RJ, Brasil(2) Grupo Mecánica de Fractura, U. N. del Comahue – CONICET, Buenos Aires 1400,

Código Postal 8300, Neuquén, Argentina

ABSTRACTThe use of the fracture mechanics testing methodology of the ASTM standards, which were

developed for metallic materials, presents a series of limitations when applied to fiber-metal laminates.Problems like buckling, indentations and crack growth in planes perpendicular to the notch suggest thenecessity of adapting that methodology to these new materials. In the present work are presented theresults of adapting the ASTM fracture toughness methodology to the evaluation of the properties offiber-metal laminates. This includes the results of the influence of the geometry of the specimens, theuse of anti-buckling plates, and the use of different expressions to quantify toughness.

RESUMOA utilização da metodologia de ensaios de mecânica da fratura recomendada pela ASTM,

desenvolvida para materiais metálicos, apresenta uma série de limitações quando aplicada emlaminados metálicos reforçados por fibras. Problemas tais como flambagem dos corpos de prova,indentações e crescimento de trinca em planos perpendiculares ao entalhe, sugerem a necessidade deuma adaptação desta metodologia, dando lugar a procedimentos específicos de ensaios para este tipode laminado. No presente trabalho são apresentados resultados da adequação da metodologia daASTM para a medição da tenacidade, com o intuito de obter procedimentos específicos de ensaios delaminados metálicos reforçados por fibras. Apresentam-se os resultados da pesquisa sobre a geometriados corpos de prova, utilização de placas anti-flambagem e sobre expressões para a quantificação datenacidade.

INTRODUÇÃO

Os laminados metálicos reforçados por fibras (LMRF) são uma nova família de

materiais utilizados em aplicações que requeiram chapas finas com alta resistência mecânica e

boa resistência à fadiga, especificamente na indústria aeronáutica. As primeiras pesquisas

sobre estes compósitos foram realizadas na Universidade de Delft, na Holanda, na metade da

década de 80 [1, 2]. Devido à excelente resistência à fadiga destes materiais, a maioria dos

trabalhos publicados concentram-se nesta propriedade. Existe ainda a necessidade de

desenvolvimento de técnicas experimentais específicas para a obtenção de valores confiáveis

de tenacidade à fratura neste tipo de material.

Os laminados de ligas de alumínio reforçados por fibras possuem um comportamento

à fratura com identidade própria. A utilização da metodologia de ensaios de fratura,


desenvolvida para materiais metálicos monolíticos normalizada pela ASTM, apresenta uma

série de limitações como flambagem dos corpos de prova, indentações e desvio da trinca do

plano original, entre outros.

No presente trabalho apresentam-se resultados de técnicas experimentais utilizadas

para a obtenção da tenacidade à fratura de laminados metálicos reforçados por fibras de vidro

(GLARE) e aramida (ARALL). O objetivo do trabalho é a proposta de procedimentos de

ensaios desenvolvidos para a avaliação de tenacidade dos LMRFs.

Existem poucos trabalhos sobre a fratura monotônica destes materiais. Alguns autores

[2, 3] estudaram a mecânica da fratura da delaminação utilizando métodos numéricos e

realizando experiências para confirmar a validade dos seus resultados. Outros [4, 5], baseado

em estudos sobre resistência residual de laminados de matriz polimérica contendo furos ou

entalhes, apresentam trabalhos para predizer a resistência residual de LMRFs [6, 7]. Em um

dos trabalhos experimentais sobre fratura monotônica publicados [8] avalia-se a tenacidade à

fratura de laminados ARALL, mediante curvas de resistência obtidas segundo a metodologia

da ASTM E561 [9]. De acordo com esta norma, por causa das dimensões dos corpos de prova

usados, pode-se utilizar a mecânica da fratura linear-elástica. Em outro trabalho é utilizada a

metodologia elasto-plástica (Integral J) [10]. Nele foi avaliada a tenacidade à fratura do

GLARE 2 e 3. Os autores do mesmo quantificam a resistência residual de uma chapa

avaliando experimentalmente o valor da Integral J, mediante a medição das deformações dos

corpos de prova utilizando “strain-gauges”. Existem também trabalhos de modelagem

numérica da resistência residual destes laminados [11-14]. Em todos estes trabalhos os corpos

de prova utilizados foram do tipo “wide-plate” [9], com dimensões típicas de 400 mm de

largura e 600 mm entre as garras. A utilização deste tipo de corpo de prova consome grande

quantidade de material e requer equipamentos laboratoriais de médio ou grande porte, além

disto, ele não se encontra normalizado como corpo de prova para avaliação da tenacidade à

fratura.

MATERIAIS E MÉTODOS

Materiais

Os LMRFs são constituídos por chapas de ligas de alumínio (espessura nominal: 0,30

mm [3]) coladas entre si por camadas de resina epóxi contendo fibras de vidro ou aramida na

forma de pré-impregnado [11] (espessura nominal: 0,20 mm [3]). Os laminados possuem um

empilhamento do tipo m/n, onde m indica o número de camadas de alumínio coladas entre si


por n camadas de pré-impregnado (m = n + 1). Uma representação esquemática de um

laminado pode ser vista na figura 1. Durante o trabalho foram avaliados LMRFs reforçados

por fibras unidirecionais.

Alumínio

Epóxi reforçado por fibras

Figura 1 - Esquema da disposição das camadas nos laminados metálicos reforçados por fibras(empilhamento 2/1).

Os laminados disponíveis comercialmente são reforçados por fibras de vidro ou

aramida, mas há pesquisas sobre outras combinações de materiais, tais como: chapas da liga

2024-T3 reforçadas por fibras de carbono (CARALL) [15], chapas de alumínio comercial

reforçadas por fibras naturais para uso na indústria da construção civil [16] e laminados de

ligas de titânio reforçados por fibras de boro ou carbono de alto módulo, pré-impregnadas

com resina de alta resistência à temperatura, para utilização na indústria aeroespacial [17]. O

interesse pela pesquisa sobre os laminados comerciais encontra-se renovado pelo anúncio da

Airbus, que decidiu utilizar GLARE na construção de compartimentos de bagagem do novo

avião A3XX [18], devido a sua boa resistência a impactos e ao dano de forma geral.

Corpos de prova

A metodologia definida pela ASTM E-1820 [10] para a medição da tenacidade à

fratura de materiais metálicos regulamenta a utilização de corpos de prova compactos de

tração (C(T)), de flexão em três pontos (SE(B)) e compactos em forma de disco (DC(T)). Os

tipos mais utilizados são os dois primeiros. As figuras 2 e 3 mostram os desenhos dos corpos

de prova C(T) e SE(B) utilizados. Embora a espessura recomendada para os corpos de prova

seja metade da altura (B = W / 2), a norma prevê a utilização de corpos de prova com

espessuras menores, de acordo com a utilização do material. Nos LMRFs esta espessura é a

própria espessura do laminado. Corpos de prova C(T) de altura W = 50 mm foram utilizados

por Ritchie et al. [19] para determinar a influência do “crack-bridging” em laminados ARALL

submetidos a esforços de fadiga. Pela disponibilidade de dispositivos, inicialmente foram

utilizados corpos de prova C(T) deste tamanho durante a realização dos ensaios, preparados


para a montagem de um “clip-gauge” na boca do entalhe. Posteriormente foram utilizados

corpos de prova C(T) com instrumentação na linha de carga e corpos de prova SE(B) de W =

25 mm.

(a) (b)

Figura 2 – Corpos de prova C(T) instrumentados na boca do entalhe (a) e na linha de carga (b). W =50 mm.

Figura 3 – Corpo de prova SE(B). W = 50 mm.

Placas anti-flambagem para corpos de prova SE(B) e C(T)

Devido à pequena espessura dos laminados (entre 0,80 e 2,00 mm, dependendo do

empilhamento) é necessária a utilização de dispositivos para evitar a flambagem dos corpos

de prova durante os ensaios. Estes dispositivos são previstos na norma, mas não encontram-se

normalizados. Para os corpos de prova C(T) foi projetado um dispositivo anti-flambagem

composto por quatro placas retangulares de alumínio, de aproximadamente 4 mm de

espessura. Estas placas são montadas em pares sobre as metades do corpo de prova C(T).

Cada par de placas é unido mediante três parafusos que não interferem com o corpo de prova.

A disposição das placas anti-flambagem sobre os corpos de prova C(T) pode ser visualizada

na figura 4.


Figura 4 – Placas anti-flambagem para corpos de prova C(T).

Para os corpos de prova SE(B) o dispositivo anti-flambagem é diferente, construído a

partir de duas chapas de aço, separadas entre si por um espaçador removível deste mesmo

material. As três partes (duas placas mais o espaçador) são unidas entre si por quatro

parafusos. O carregamento é transmitido ao corpo de prova mediante o rolete central. Um

desenho das placas para corpos de prova SE(B) é mostrado na figura 5.

Figura 5 – Placas anti-flambagem para corpos de prova SE(B).

Cálculo da tenacidade à fratura

De acordo com resultados preliminares [20] a tenacidade do material deve ser avaliada

utilizando-se uma metodologia elasto-plástica, resultado que está de acordo com os de

Capricce e colaboradores [10]. A forma das curvas obtidas durante os ensaios de mecânica da

fratura indica que a metodologia linear-elástica não é apropriada. Para calcular a tenacidade

foram utilizadas as expressões para o cálculo da Integral J em corpos de prova normalizados,

fornecidas pela ASTM [10]. As expressões foram modificadas para levar em conta a


anisotropía (ortotropía) do material e o estado plano de tensões devido à pequena espessura

[21]. A modificação das equações da ASTM limita-se a mudanças no termo elástico. O valor

de J é obtido originalmente da relação

plel JJJ += (1)

onde o subscrito el significa elástico e pl plástico. Segundo a ASTM [10], o cálculo de J para

corpos de prova SE(B) e C(T) em estado plano de deformações é feito a partir de:

BbA

EKJ plI

0

22 )1( ην+

−= (2)

onde KI é o fator de intensidade de tensões, ν é o coeficiente de Poisson, Apl é a área sob a

curva de carga vs. deslocamento do ponto de aplicação da carga devida à deformação plástica,

b0 é o tamanho do ligamento remanescente e B a espessura do corpo de prova. No caso de

corpos de prova C(T) o valor de η é calculado por

)/522,02( 0 Wb+=η (3)

enquanto que η assume o valor 2,0 para corpos de prova SE(B). A modificação do termo

elástico de J para levar em conta a ortotropía dos laminados, vem da relação entre a energia

de fratura G e o fator de intensidade de tensões K, no modo I de fratura e estado plano de

tensões, desenvolvida por Paris e Sih [22]. A relação é a seguinte:

'22

2

2

11

6612

11

2222112

EK

aaa

aaaaKG I

II =

++

= (4)

onde os aij são as componentes da matriz de rigidez do laminado, isto é:

1266

222

2

21

1

1212

111

1;1;;1G

aE

aEE

aE

a ==−

=−

==νν

(5)

O valor de E’ na equação (4) foi considerado como o módulo de elasticidade “aparente” do

material ortotrópico.

O valor de J obtido dos ensaios de laminados metálicos reforçados por fibras em

corpos de prova de geometria normalizada pela ASTM é calculado combinando-se as

equações (2) e (4), isto é:

BbA

aaa

aaaaKJ pl

I011

6612

11

2222112

22

2η

+

++

= (6)


Ensaios de mecânica da fratura

Foram realizados ensaios de mecânica da fratura em corpos de prova C(T) (W = 50

mm) sobre os laminados GLARE 1 em empilhamento 3/2, ARALL 2 em empilhamento 3/2 e

ARALL 3 em empilhamentos 2/1, 3/2 e 4/3. Os ensaios foram realizados com as fibras na

orientação T (fibras transversais à trinca). Os corpos de prova foram originalmente

instrumentados mediante “clip-gauge” fixado na boca do entalhe. Obtiveram-se registros de

carga vs. deslocamento do ponto de aplicação da carga (mediante um LVDT fixado no

travessão da máquina de ensaios) e de carga vs. abertura da boca do entalhe.

RESULTADOS E DISCUSSÃO

Nos corpos de prova C(T) dos laminados ARALL 2 e ARALL 3 a fratura ocorreu com

crescimento da trinca no plano do entalhe (como esperado) e sem a existência de flambagem.

Isto indica que a utilização de corpos de prova C(T) com o dispositivo anti-flambagem

projetado é adequada. Já os corpos de prova C(T) de GLARE 1 apresentaram um

comportamento diferente e singular. Em todos os ensaios a fratura ocorreu no plano

perpendicular ao plano do entalhe, como mostrado na figura 6. Esta fratura “anormal” dos

corpos de prova do GLARE 1 foi um dos principais motivos para encaminhar a pesquisa no

sentido de determinar uma metodologia confiável para avaliar a tenacidade dos LMRFs.

Figura 6 – Corpos de prova C(T) de GLARE (à esquerda) e ARALL (à direita). Houve crescimento

de trinca no plano perpendicular ao entalhe no GLARE. No ARALL o crescimento ocorreu no plano

do entalhe (fibras perpendiculares ao entalhe).


Para contornar o problema do crescimento da trinca em planos perpendiculares, foi

experimentado o corpo de prova SE(B). Neste caso o cuidado para evitar a flambagem

durante os ensaios deve ser maior, devido às altas tensões de compressão que ocorrem durante

este tipo de ensaio. Mediante o uso de corpos de prova SE(B) com o dispositivo anti-

flambagem projetado, conseguiu-se fratura com a trinca crescendo no mesmo plano e evitou-

se completamente a flambagem. A figura 7 mostra uma fotografia do corpo de prova SE(B) já

ensaiado, onde pode-se observar o crescimento da trinca no plano do entalhe.

Figura 7 – Corpo de prova SE(B) de GLARE 1 3/2. Crescimento da trinca no plano do entalhe (fibras

perpendiculares ao entalhe).

Indentações

Durante os ensaios de fratura existe uma componente do deslocamento do ponto de

aplicação da carga que tem origem na indentação dos corpos de prova. Isto ocorre devido à

pequena espessura do material, à baixa resistência à compressão das camadas de pré-

impregnado e à alta resistência mecânica dos laminados,. Se o deslocamento do ponto de

aplicação da carga, necessário para o cálculo da Integral J, é obtido diretamente do

deslocamento do travessão ou dos dispositivos de sujeição (como é feito em máquinas servo-

hidráulicas por exemplo), a diferença entre os valores medidos e os “verdadeiros” não será

desprezível. Este erro na medição da tenacidade não é aceitável. Na figura 8 são mostradas

duas curvas de um único ensaio de ARALL 3 4/3 em corpo de prova C(T), instrumentado

mediante um LVDT medindo o deslocamento dos pinos e um “clip-gauge” na linha de carga.

A diferença entre os deslocamentos medidos pelos dois instrumentos faz com que a diferença

entre as áreas sob as curvas (até o ponto de carga máxima) seja aproximadamente 10%. Esta

diferença acarretará um erro na tenacidade calculada segundo a equação (6).


0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,00

500

1000

1500

2000

2500

3000

ARALL 3 4/3 T LVDT

Car

ga [N

]

Deslocamento [mm]

Clip-Gauge

Figura 8 – Diferenças no deslocamento por causa da indentação. Corpo de prova C(T) de ARALL 34/3 (50 mm).

Para evitar este erro na medição da tenacidade, atua-se de duas formas: em corpos de

prova C(T) a medição do deslocamento do ponto de aplicação da carga deve ser realizada

mediante um “clip-gauge” diretamente na linha de carga (vide corpo de prova (b) na figura 2).

Já nos corpos de prova SE(B) deve ser avaliada a componente do deslocamento devido à

indentação. Esta medida obtém-se seguindo a norma ASTM D5045 [23], a qual utiliza corpos

de prova do mesmo tamanho, mas sem concentrador de tensões, como mostrado na figura 9.

Figura 9 – Corpos de prova para medição de indentações, segundo ASTM [23].

Curvas de Carga vs. Deslocamento do Ponto de Aplicação da Carga

As curvas típicas obtidas de corpos de prova C(T) de ARALL 2 e 3 (em empilhamento

3/2) podem ser visualizadas na figura 10. Elas mostram o comportamento particular destes

laminados. Os registros sempre apresentam quedas de carregamento similares ao “pop-in”


apresentado por juntas soldadas. Os valores de tenacidade característicos, obtidos a partir

destes ensaios, são de 73 kJ/m2 para o ARALL 2 3/2 e 80 kJ/m2 para o ARALL 3 3/2.

0.0 0.5 1.0 1.5 2.00

400

800

1200

1600

2000

ARALL 2 3/2

Car

ga [N

]

δP [mm]0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

ARALL 3 3/2

δP [mm]

Figura 10 – Curvas carga vs. deslocamento do ponto de aplicação da carga de laminados ARALL emempilhamento 3/2.

Uma das curvas obtidas de corpos de prova SE(B) de GLARE 1 (W = 25 mm) pode

ser vista na figura 11. Valores de tenacidade para este laminado são próximos a 370 kJ/m2.

0 1 2 3 4 50

400

800

1200

1600

2000

GLARE 1 3/2SE(B) 25 mm

Car

ga [N

]

δP [mm]

Figura 11 – Curva carga vs. deslocamento do ponto de aplicação da carga obtida de ensaios emGLARE 1 3/2 (corpo de prova SE(B)).


CONCLUSÕES

1) Os corpos de prova C(T) de 50 mm com placas anti-flambagem e instrumentação na linha

de carga (mediante “clip-gauge”) mostraram-se apropriados para a avaliação da

tenacidade de laminados de ligas de alumínio reforçados por fibras de aramida (ARALL).

2) No laminado GLARE 1 os corpos de prova C(T) apresentam fratura em planos

perpendiculares ao entalhe (isto é, a trinca cresce paralela às fibras). Por isso este tipo de

corpo de prova não é apropriado. A utilização de corpos de prova SE(B) de 25 mm, com

as placas anti-flambagem projetadas, mostrou-se adequada.

3) Devido à pequena espessura do material e a sua baixa resistência à compressão das

camadas de polímero reforçado por fibras (vide figura 1), as indentações ocorridas durante

os ensaios não são desprezíveis. Deve-se levar em conta o seu efeito para calcular

adequadamente a tenacidade do material.

4) As equações utilizadas para o cálculo da Integral J a partir dos dados obtidos durante os

ensaios forneceram valores de tenacidade razoáveis. Os resultados obtidos devem ainda

ser comparados com os resultados de medições a serem realizadas.

5) As placas anti-flambagem projetadas resultaram adequadas. Evitou-se completamente a

flambagem dos corpos de prova durante os ensaios.

AgradecimentosAo CNPq, CAPES e FINEP pelo apoio financeiro durante a pesquisa. Ao CNPq pela bolsa de

estudos de E. M. Castrodeza. À CAPES pelo financiamento através do projeto bi-nacional CAPES-SCyT nº 014/99. Ao técnico Eduardo Benotti pela construção dos corpos de prova e dispositivos anti-flambagem para corpos de prova SE(B).

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