Comportamento mecânico a temperaturas elevadas de perfis pultrudidos de compósito de GFRP. Engenharia Civil

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1 Comportamento mecânico a temperaturas elevadas de perfis pultrudidos de compósito de GFRP José Miguel da Costa Pires Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil Júri Presidente: Orientador: Co-orientador: Vogal: Vogal: Prof. Doutor Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito Prof. Doutor João Pedro Ramôa Ribeiro Correia Prof. Doutor Fernando António Baptista Branco Prof. Doutor Augusto Martins Gomes Prof. Doutor João Paulo Janeiro Gomes Ferreira Novembro de 2012

2 *Por opção do autor, a presente dissertação encontra-se escrita de acordo com a grafia anterior ao acordo ortográfico em vigor.

3 Comportamento mecânico a temperaturas elevadas de perfis pultrudidos de compósito de GFRP José Miguel da Costa Pires Dissertação elaborada no âmbito do Projecto FIRE-FRP Fire Protection Systems for GFRP Pultruded Profiles Projecto FCT PTDC/ECM/100779/2008 União Europeia Governo da República Portuguesa FEDER

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5 Resumo Os perfis pultrudidos de plástico reforçado com fibras de vidro, ou perfis pultrudidos de GFRP (do inglês Glass Fibre Reinforced Polymer), são materiais compósitos de matriz polimérica, em geral poliéster ou viniléster, reforçados com fibras de vidro e que se integram no grupo dos materiais plásticos reforçados com fibras, ou FRP (do Inglês Fibre Reinforced Polymer). Inevitavelmente, o aumento da aplicação destes materiais na engenharia civil leva a novos problemas e desafios. De entre esses problemas, destacam-se as preocupações legítimas em relação ao comportamento destes materiais quando sujeitos a temperaturas elevadas, principalmente quando aplicados em edifícios, onde está em jogo a segurança de pessoas e bens. De facto, a perda das propriedades por parte destes materiais, quando sujeitos a temperaturas moderadamente elevadas, está identificada, nomeadamente quando essas temperaturas se aproximam da temperatura de transição vítrea ( ) da resina, que no caso de uma resina de poliéster, tipicamente varia entre 60 e 170 o C. Além disso, temperaturas da ordem de 300 a 500 o C provocam a decomposição da matriz orgânica destes materiais, o que gera fumo e gases tóxicos. Na presente dissertação, pretendeu-se assim estudar o comportamento mecânico dos perfis pultrudidos de GFRP, utilizados na indústria da construção, quando sujeitos a temperaturas elevadas. Este estudo consistiu na quantificação da degradação das propriedades mecânicas destes materiais quando sujeitos a um aumento de temperatura, através de provetes obtidos do corte de perfis pultrudidos com secção em chapa rectangular e em I, que foram expostos a uma fonte de calor. Foi realizada uma extensa campanha de experimental, com o objectivo de determinar a resposta mecânica do material em função do aumento da temperatura, em termos de curvas força-deslocamento, rigidez, força/tensão última na rotura e modos de rotura, para solicitações de tracção, corte e compressão. Os resultados obtidos mostraram o comportamento elástico-linear característico deste material. Tal como era esperado, todas as propriedades sofreram uma diminuição considerável com o aumento da temperatura, de uma forma mais ou menos acentuada, dependendo da solicitação e da propriedade analisada. A parte final desta dissertação avalia a fiabilidade de diferentes modelos empíricos e fenomenológicos publicados na literatura, bem como de um modelo empírico proposto neste estudo, em reproduzir o padrão de variação em função da temperatura, verificado para as propriedades mecânicas estudadas. Na modelação realizada, verificou-se que todos os modelos em análise conseguem ajustar com maior ou menor rigor o padrão de variação das diferentes propriedades; no entanto, o modelo fenomenológico é aquele que apresenta o pior ajuste obtido, enquanto os modelos empíricos resultam em ajustes muito idênticos. Palavras-chave: Perfil de GFRP, fogo, temperaturas elevadas, tracção, corte, compressão, DMA, DSC/TGA. i

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7 Abstract Glass Fibre Reinforced Pultruded Profiles (GFRP profiles) are made of composite materials, consisting of glass fibres embedded in a polymeric matrix (usually polyester or vinylester) and are included in the group of fibre reinforced plastic materials, also known as FRP materials. Inevitably, with the growth of the number of applications of this material in civil engineering, new design issues and challenges are inevitably encountered. Among these issues, stand out the legitimate concerns regarding the performance of FRP materials when exposed to high temperatures, especially in building applications, where the safety of people and property are at stake. In fact, the loss of FRP s properties when subjected to high temperatures is well established, namely when the glass transition temperature ( ) of the resins is approached, typically in the range of o C. Furthermore, when exposed to temperatures at about o C, the organic matrix of these materials decomposes, releasing smoke and toxic volatiles. The main goal of the present dissertation was to study the mechanical behavior of GFRP profiles used in civil engineering applications, when subjected to high temperatures. This study consisted in the quantification of the degradation at the mechanical properties of this material, with specimens made directly of GFRP profiles, exposed to high temperatures. An extensive experimental campaign was performed, in order to determine the mechanical response of the material as a function of temperature, namely the load-deflection curves, the stiffness, the failure modes and the ultimate strength, for tensile, shear and compressive loads. The results obtained showed the characteristic elastic-linear behavior of GFRP. As expected, all properties suffered a considerable reduction with the increasing temperature in a more or less pronounced way, depending on the load type and the property analyzed. The final part of this dissertation assesses the accuracy of different empirical and phenomenological models published in the literature, as well as an empirical model proposed in this study, to reproduce the variation pattern as function of temperature, that was verified for the mechanical properties that were studied. All models under analysis can adjust with more or less accuracy the variation pattern obtained from experimental tests for the different properties in study; the phenomenological model presented the worst fitting, while the empirical models resulted in very similar adjustments. Keywords: GFRP profiles, fire, elevated temperature, tension, shear, compression, DMA, DSC/TGA. iii

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9 Agradecimentos A presente dissertação é o culminar de mais de um ano de trabalho. No entanto, embora tratando-se de um projecto pessoal, a sua realização nunca teria sido possível sem a ajuda de algumas pessoas que, de uma maneira ou de outra, me incentivaram e apoiaram ao longo da sua elaboração, e às quais quero aqui deixar um profundo e sincero obrigado. Ao Professor Doutor João Correia, orientador científico desta dissertação, expresso o meu profundo agradecimento pela infindável disponibilidade, incentivo, apoio científico e pelo entusiasmo e força contagiantes na abordagem e transmissão de conhecimentos, que em muito enriqueceram esta dissertação. Ao Professor Fernando Branco, co-orientador da dissertação, agradeço o conhecimento que me transmitiu como professor desta escola e o exemplo como engenheiro. Ao Engenheiro Marco Gomes, colega de trabalho e amigo, agradeço todo o apoio e orientação prestados, as ideias e opiniões construtivas que muito contribuíram para o enriquecimento deste trabalho. Quero agradecer também toda a disponibilidade demonstrada, independentemente da hora ou do dia, a amizade, a sinceridade, o rigor e o incentivo que ofereceu, mesmo nos períodos mais críticos. Ao pessoal técnico do LERM, especialmente ao Senhor Fernando Alves, agradeço a colaboração, disponibilidade e paciência demonstradas na realização de todos os ensaios experimentais. Ao Professor António Correia Diogo e à Doutora Susana Fonseca, agradeço a sua disponibilidade, colaboração e apoio nos ensaios de análise mecânica e dinâmica (DMA). Ao Professor Francisco Lemos, do Departamento de Engenharia Química e Biológica do Instituto Superior Técnico, agradeço a disponibilidade demonstrada para a realização dos ensaios de calorimetria diferencial de varrimento e de termogravimetria (DSC/TGA). À empresa STEP, agradeço a disponibilidade e simpatia demonstradas, no corte do material usado na campanha experimental realizada. Aos meus pais, agradeço, do fundo do coração, todos os conselhos e ensinamentos que fizeram de mim a pessoa que sou hoje. Agradeço também a confiança, força e amor incondicional ao longo de toda a minha vida. Aos meus irmãos Francisco e Ana, agradeço todo o apoio, ajuda, carinho e paciência infindável. Sem eles esta dissertação não teria sido possível, por isso é a eles que dedico todo este trabalho. Por último, mas não menos importante, quero agradecer a todos os meus amigos, a amizade, o interesse e o incentivo sempre demonstrados e a compreensão em relação à minha ausência nos momentos mais críticos. v

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11 Simbologia Notações romanas Símbolo Descrição Área Parâmetro de ajuste das equações 3.20 e 3.21 Valor experimental das propriedades mecânicas do material Parâmetro de ajuste das equações 3.20 e 3.21 Largura do provete Parâmetro de ajuste das equações 3.20 e 3.21 Coeficiente de variação Módulo de elasticidade corrigido Módulo de elasticidade obtido das curvas força-deslocamento Módulo de armazenamento Módulo de armazenamento no estado vítreo Módulo de armazenamento no estado amolecido Módulo de perda Módulo de elasticidade obtido das curvas tensão-deformação Espessura do provete Carga máxima Módulo de distorção Coeficiente de transferência de calor por convecção Rigidez Condutibilidade térmica longitudinal Condutibilidade térmica transversal Constante de relaxação do material Espessura de uma superfície atravessada por um fluxo de calor Comprimento do provete Massa do provete à temperatura T Massa final do provete (no estado decomposto) Massa inicial do provete (estado vítreo) Expoente de Weibull Parâmetro de ajuste da equação 3.20 vii

12 Comportamento mecânico a temperaturas elevadas de perfis pultrudidos de compósito de GFRP Número de ensaios realizados Valor da propriedade mecânica à temperatura ambiente Valor da propriedade mecânica no estado vítreo Valor da propriedade mecânica no estado viscoso Valor da propriedade mecânica no estado amolecido Valor previsto das propriedades mecânicas do material Fluxo de calor emitido por um corpo real Fluxo de calor emitido por um corpo negro Fluxo de calor que atravessa uma superfície por unidade de área Fluxo de calor por convecção Temperatura Temperatura na base do provete dummy Temperatura no topo do provete dummy Temperatura para a qual se inicia o processe de transição vítrea Temperatura de decomposição Temperatura de decomposição final extrapolada Temperatura de decomposição inicial extrapolada Temperatura de decomposição final Temperatura de decomposição inicial Temperatura de decomposição intermédia Temperatura de transição vítrea Temperatura correspondente à degradação de 50% das propriedades mecânicas estudadas Temperatura no centro do provete dummy Temperatura de uma superfície Temperatura de relaxação Temperatura de um fluido ) Factor de perda Volume de material no estado decomposto Volume de material no estado vítreo Volume de material no estado viscoso Volume de material no estado amolecido Valor médio viii

13 Notações gregas Símbolo Descrição Grau de conversão de decomposição Grau de conversão de transição vítrea Grau de conversão de amolecimento Distorção no referencial definido pelas direcções principais dos provetes Distorção no referencial definido pelas direcções principais do laminado Degradação do valor da propriedade em relação à temperatura ambiente Ângulo de fase Emissividade Extensão na direcção da carga Extensão na direcção transversal à carga Extensão a um ângulo de 45 o entre a direcção da carga ( ) e a correspondente direcção transversal (. Constante de Stefan - Boltzmann Desvio padrão Tensão última de compressão Tensão última de tracção Tensão axial na direcção longitudinal (direcção da carga) Tensão na direcção de pultrusão Tensão na direcção transversal à pultrusão Tensão última de corte Tensão de corte no plano do laminado Temperatura Ângulo entre a direcção da carga e a direcção de pultrusão Temperatura das superfícies de um elemento ix

14 Siglas Sigla ACI ASTM CFRP DMA DSC EMPA EMP E.U.A FRP GFRP ISO IST LERM LNEC LVDT STEP TGA UV Significado American Concrete Institute American Society for Testing and Materials Polímero reforçado com fibras de carbono (do inglês carbon fibre reinforced polymer) Análise mecânica dinâmica (do inglês dynamic mechanical analysis) Calorimetria diferencial de varrimento (do inglês differential scanning calorimetry) Erro médio percentual absoluto Erro médio percentual Estados Unidos da América Polímero reforçado com fibras (do inglês fibre reinforced polymer) Polímero reforçado com fibras de vidro (do inglês glass fibre reinforced polymer) International Standards Organization Instituto Superior Técnico Laboratório de Estruturas e Resistência de Materiais Laboratório Nacional de Engenharia Civil Linear variable differential transformer Sociedade Técnica de Estruturas Pultrudidas Análise de termogravimetria (do inglês thermogravimetric analysis) Radiação Ultravioleta x

15 Índice geral Resumo... i Abstract... iii Agradecimentos... v Simbologia... vii Índice geral... xi Índice de figuras... xvii Índice de tabelas... xxxi 1. Introdução Enquadramento do tema da dissertação Objectivos e metodologia Organização Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras Introdução histórica Os constituintes Fibras Resinas poliméricas Cargas de enchimento Aditivos Ligação fibra/matriz Processo de fabrico Pultrusão Moldagem manual Perfis pultrudidos de GFRP Propriedades típicas dos perfis pultrudidos de GFRP Vantagens e desvantagens na utilização dos perfis de GFRP Aplicações na engenharia civil Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP Formas de transmissão de calor Condução térmica Convecção Radiação xi

16 3.2 Desenvolvimento de um incêndio Alterações termofísicas e decomposição térmica dos GFRP em situação de incêndio Decomposição térmica da matriz polimérica em situação de incêndio Decomposição térmica das fibras de reforço em situação de incêndio Fases de degradação de um laminado de GFRP em situação de incêndio Comportamento mecânico de materiais GFRP a temperaturas elevadas Modelação do comportamento mecânico do material GFRP a temperaturas elevadas Modelo de Keller e Bai Modelo de Gibson et al Modelo de Mahieux et al Modelo de Wang et al Modelo proposto na presente dissertação Programa experimental Materiais Ensaios termofísicos Objectivos Ensaios mecânicos dinâmicos (DMA) Material e preparação dos provetes Objectivos e princípios Procedimento experimental Resultados e discussão Análise termogravimétrica (TGA) e de calorimetria diferencial de varrimento (DSC) Material e preparação dos provetes Objectivos e princípios Procedimento de ensaio Resultados e discussão Ensaios mecânicos Séries experimentais Ensaios de tracção Preparação dos provetes e instrumentação Esquema de ensaio e procedimento experimental Resultados e discussão Evolução da temperatura xii

17 Curvas força deslocamento Rigidez Curvas tensão extensão e cálculo do módulo elástico Resistência à tracção Modos de rotura Comparação com outros autores Ensaios de corte Preparação dos provetes e instrumentação Esquema de ensaio e procedimento experimental Resultados e discussão Evolução da temperatura Curvas força deslocamento Rigidez Curvas força extensão e cálculo do módulo de distorção Resistência ao corte Modos de rotura Comparação com outros autores Ensaio de compressão Preparação dos provetes e instrumentação Esquema de ensaio e procedimento experimental Resultados e discussão Evolução da temperatura Curvas Força-deslocamento Rigidez Curvas tensão-extensão e módulo de elasticidade Resistência à compressão Modos de rotura Comparação com outros autores Modelação dos resultados experimentais Objectivos e procedimento Tracção Modelação da resistência Modelo de Keller e Bai xiii

18 Modelo de Gibson et al Modelo de Mahieux et al Modelo de Wang et al Modelo proposto na presente dissertação Comparação dos modelos em estudo Modelação do módulo de elasticidade Modelo de Keller e Bai Modelo de Gibson et al Modelo de Mahieux et al Modelo de Wang et al Modelo proposto na presente dissertação Comparação dos modelos em estudo Corte Modelação da resistência Modelo de Keller e Bai Modelo de Gibson et al Modelo de Mahieux et al Modelo de Wang et al Modelo proposto na presente dissertação Comparação dos modelos em estudo Modelação do módulo de distorção Modelo de Keller e Bai Modelo de Gibson et al Modelo de Mahieux et al Modelo de Wang et al Modelo proposto na presente dissertação Comparação dos modelos em estudo Compressão Modelação da resistência Modelo de Keller e Bai Modelo de Gibson et al Modelo de Mahieux et al Modelo de Wang et al xiv

19 Modelo proposto na presente dissertação Comparação dos modelos em estudo Modelação do módulo de elasticidade Modelo de Keller e Bai Modelo de Gibson et al Modelo de Mahieux et al Modelo de Wang et al Modelo proposto na presente dissertação Comparação dos modelos em estudo Considerações finais Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros Conclusões do trabalho realizado Perspectivas de desenvolvimentos futuros Referências xv

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21 Índice de figuras 2.Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras... 5 Figura Utilização de materiais compósitos na indústria aeronáutica... 6 Figura Utilização de materiais compósitos na indústria naval 6 Figura Utilização de materiais compósitos na indústria petrolífera 6 Figura Utilização de materiais compósitos na indústria automóvel 6 Figura Utilização de materiais compósitos na indústria naval... 6 Figura Utilização de materiais compósitos na indústria da aviação 6 Figura Primeiras construções em FRP: (a) Monsanto House of the Future, (b) Futuro House, (c) Icoshedron Classroom 7 Figura Diferentes formas de reforços fibrosos: mechas de filamentos contínuos, (a) não torcidos e (b) torcidos; mantas de reforço com (c) fibras contínuas dispostas aleatoriamente, (d) fibras contínuas direccionadas (0 o /90 o ) entrelaçadas, (e) fibras contínuas direccionadas (0 o /90 0 ) e fibras dispostas aleatoriamente e (f) fibras contínuas direccionadas (0 o /±45 o /90 o ) e fibras dispostas aleatoriamente Figura Formas típicas dos perfis produzidos no processo de pultrusão. 15 Figura Secções multi-celulares fechadas produzidas no processo de pultrusão 15 Figura Linha de fabrico do processo de pultrusão 16 Figura Disposição típica das camadas de reforço num compósito pultrudido. 16 Figura Princípio de funcionamento do processo de moldagem manual 18 Figura Comparação da tensão de ruptura á tracção [MPa] dos perfis de GFRP com outros materiais.. 20 Figura Comparação do módulo de elasticidade [GPa] dos perfis de GFRP com outros materiais.. 20 Figura Comparação do peso específico [kg/m 3 ] dos perfis de GFRP com outros materiais.. 20 Figura Comparação do coeficiente de expansão térmica [x10-6 o C] dos perfis de GFRP com outros materiais. 20 Figura Utilização de perfis de GFRP em (a) escadas isolantes, (b) escadas com guardas, (c) gradis de pavimentos e (d) painéis de fachada 22 Figura Ponte Kolding na Dinamarca 23 xvii

22 Figura Ponte Pontresina na Suíça. 23 Figura Ponte Lleida na Catalunha 23 Figura Ponte basculante de Bonds Mill 23 Figura Edifício Eyecatcher na Suíça 23 Figura Edifício Novartis Campus Entrance na Suiça. 23 Figura Utilização de perfis de GFRP na reabilitação de um piso degradado de madeira. 24 Figura Exemplos de aplicação de perfis de GFRP em Portugal: (a) cobertura da Estação do Rossio, (b) cobertura do Centro Comercial Colombo, (c) Oceanário de Lisboa, (d) escultura urbana no Porto, (e) estação de tratamento de águas residuais em Vilamoura Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP.. 25 Figura Transferência de calor por condução com difusão de energia devido à actividade molecular 26 Figura Condução de calor unidimensional 26 Figura Desenvolvimento da camada limite na transferência de calor por convecção 28 Figura Esquema tipo de uma chama de incêndio. 31 Figura Fases de crescimento de um incêndio num compartimento fechado.. 32 Figura Esquema dos mecanismos envolvidos na decomposição térmica de materiais compósitos Figura Polimerização de um sistema monómero solvente como o poliéster 34 Figura Variação do módulo de elasticidade das resinas de poliéster e viniléster com a temperatura.. 36 Figura Variação da resistência à tracção com a temperatura para as fibras de vidro, aramida e carbono. 37 Figura Curvas tensão- deformação à tracção das fibras de vidro.. 38 Figura Efeito do tempo de aquecimento e da temperatura na resistência à tracção das fibras de vidro. 38 Figura Diferentes níveis de danos no compósito de GFRP devido á sua exposição a temperaturas elevadas.. 39 xviii

23 Figura Resistência à tracção a temperaturas elevadas de resina de viniléster, fibras e mantas de fibras de vidro. 42 Figura Resistência à tracção a temperaturas elevadas de laminados de vidro/viniléster, vidro/poliéster e vidro/polipropileno 42 Figura Curvas força-deslocamento em tracção obtidas por Keller e Bai para diferentes temperaturas 43 Figura Modo de rotura à tracção obtido por Keller e Bai para diferentes temperaturas. 44 Figura Modo de rotura pela região de aperto das garras 44 Figura Curvas força deslocamento ao corte obtidas por Keller e Bai para diferentes temperaturas 44 Figura Modo de rotura ao corte obtido por Keller e Bai para diferentes temperaturas. 44 Figura Modo de rotura em compressão obtido por Wong et al. para a temperatura ambiente.. 45 Figura Modo de rotura em compressão obtido por Wong et al. para 250 o C: a) face exterior e b) face interior do provete.. 45 Figura Tensão de rotura á compressão em função da temperatura para uma secção C de compósito GFRP. 46 Figura Variação com a temperatura da resistência à compressão e tracção para um perfil pultrudido de vidro/poliéster.. 46 Figura Tempo de rotura para um laminado de vidro/viniléster sujeito a um fluxo de calor de 50 kw/m2, para uma tensão de compressão e de tracção variável.. 47 Figura Representação esquemática do efeito do aquecimento nas propriedades mecânicas 48 Figura Andamento geral da curva de Gompertz Programa Experimental. 55 Figura Perfis de chapa (a) e "I" (b) usados na campanha experimental realizada.. 56 Figura Lixadeira rotativa Buehler Metaserv usada na preparação dos provetes ensaiados nas análises de DMA e DSC/TGA. 57 Figura Processo de lixagem dos provetes.. 57 xix

24 Figura Provete usado na análise de DMA (esquerda), provete com lixagem intermédia (centro) e elemento cortado do perfil de GFRP (direita). 57 Figura Desvio temporal das curvas tensão-tempo e deformação-tempo de um polímero Figura Ângulo de fase de um material elástico puro e de um material viscoso puro. 58 Figura Determinação da temperatura de transição vítrea a partir da curva do módulo de armazenamento, E, de acordo com a norma ASTM E Figura Equipamento de análise mecânica-dinâmica 59 Figura Configuração da análise DMA com encastramento simples. 59 Figura Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 0.5 o C/min: curvas de variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. 60 Figura Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 1 o C/min: curvas de variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. 60 Figura Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 2 o C/min: curvas de variação do módulo e armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. 60 Figura Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 4 o C/min: curvas de variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. 60 Figura Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 6 o C/min: curvas de variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. 60 Figura Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 8 o C/min: curvas de variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. 60 Figura Variação do grau de transição vítrea ( ) com a temperatura, em atmosfera de ar e para as taxas de aquecimento de 6 e 8 o C/min 62 Figura Provete ensaiado nas análises DSC/TGA. 63 Figura Esquema de funcionamento do forno do equipamento de uma análise DSC/TGA 64 Figura Curva massa-temperatura típica de um polímero reforçado com fibras. 64 xx

25 Figura Equipamento para análises DSC/TGA 65 Figura Interior do forno do equipamento de análises DSC/TGA, com os elementos de suporte do provete e da referência 65 Figura Cadinhos de platina para suporte dos provetes. 65 Figura 4.23 Pormenor do provete colocado no cadinho de platina 65 Figura Curvas da variação da massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 5 o C/min 66 Figura Variação do rácio fluxo de calor/massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 5 o C/min.. 66 Figura Curvas da variação da massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 10 o C/min. 66 Figura Variação do rácio fluxo de calor/massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 10 o C/min 66 Figura Curvas da variação da massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 15 o C/min. 66 Figura Variação do rácio fluxo de calor/massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 15 o C/min 66 Figura Curvas da variação da massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 20 o C/min. 67 Figura Variação do rácio fluxo de calor/massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 20 o C/min 67 Figura Variação do grau de decomposição ( ) com a temperatura na atmosfera de ar, para todas as taxas de aquecimento testadas 68 Figura Corte dos provetes de tracção e de corte na cerra circular 70 Figura Colagem dos extensómetros: a) Marcação dos eixos e limpeza do provete com acetona, b) colagem do extensómetro, c) posicionamento do extensómetro segundo os eixos marcados, d) colocação da borracha e peso sobre o extensómetro para garantir uma colagem eficiente do mesmo.. 71 Figura Dummy usado na campanha de ensaios. 72 Figura Esquema de ensaio de tracção: A) garras de fixação do provete; B) lã cerâmica; C) câmara térmica; D) provete; F) dummy; G) termopares.. 73 Figura Vista geral do esquema de ensaio e do equipamento usado 74 Figura Controlo da câmara térmica. 74 xxi

26 Figura Pormenor da garra superior e da zona superior da câmara térmica.. 74 Figura Pormenor da garra inferior e da zona inferior da câmara térmica 74 Figura Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 60 o C (tracção) 75 Figura Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 90 o C (tracção) 75 Figura Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 120 o C (tracção) 75 Figura Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 150 o C (tracção). 75 Figura Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 200 o C (tracção). 76 Figura Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 220 o C (tracção). 76 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 20 o C 76 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 60 o C 76 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 90 o C 76 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 120 o C 76 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 150 o C 77 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 200 o C 77 Figura Curva força-deslocamento do provete ensaiado à tracção a 220 o C. 77 Figura Curvas força-deslocamento representativas das várias séries de temperatura.. 77 Figura Redução relativa da rigidez em função da temperatura (Fase 1 - IST; Fase 2 - LNEC). 79 Figura Curvas tensão-extensão longitudinal obtidas nos ensaios de tracção à temperatura ambiente.. 80 Figura Curvas tensão-extensão do provete T-150-1, ensaiado à tracção a 150 o C 80 Figura Módulo de elasticidade à tracção em função da temperatura (Fase 1 - IST, Fase 2 - LNEC) 81 Figura Resistência à tracção em função da temperatura 82 Figura Resistência à tracção em função da temperatura (Fase 1 - IST e Fase 2 - LNEC).. 82 Figura Modo de rotura típico dos ensaios de tracção 83 Figura Comparação da variação da tensão de rotura residual de tracção obtida no presente estudo em função da temperatura, com os resultados reportados por outros autores 84 Figura Arranjo em forma de roseta dos extensómetros nos provetes de corte (E1 0 o ; E2 45 o ; E0 90 o ) 85 xxii

27 Figura Pormenor da roseta de extensómetros colada na zona central do provete.. 85 Figura Isolamento da zona superior e inferior dos provetes ensaiados ao corte 86 Figura Esquema de ensaio de corte: A) garras da máquina de ensaios; B) placas de silicato de cálcio; C) forno; D) provete; E) lã cerâmica; F) provete dummy; G) termopar 86 Figura Equipamento de ensaios universal Instron 87 Figura Forno split. 87 Figura Controlo electrónico Shimaden do forno split 87 Figura Vista do interior do forno split: a) resistências eléctricas, b) fixadores de ferro dos provetes dummy e abertura da placa de silicato de cálcio para posicionamento do provete, c) tubo metálico de revestimento interior do forno 88 Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 60 o C (corte) 89 Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 90 o C (corte) 89 Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 120 o C (corte).. 90 Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 150 o C (corte) 90 Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 200 o C (corte) Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 250 o C (corte) 90 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 20 o C Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 60 o C. 90 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 90 o C 91 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 120 o C 91 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 150 o C 91 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 200 o C 91 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 250 o C 91 Figura Curvas força-deslocamento representativas das várias séries de temperatura (corte). 92 Figura Rigidez em função da temperatura (média desvio padrão). 94 Figura Curvas fora-extensão dos provetes ensaiados ao corte a 20 o C (o provete da esquerda não foi testado até à rotura). 95 Figura Curvas fora-extensão dos provetes ensaiados ao corte a 60 o C. 95 Figura Curvas força-extensão dos provetes ensaiados ao corte a 90 o C 95 Figura Curvas força-extensão dos provetes ensaiados ao corte a 120 o C 95 Figura Curvas tensão-distorção obtidas para os provetes ensaiados a 20 o C 97 Figura Curvas tensão-distorção obtidas para os provetes ensaiados a 60 o C 97 xxiii

28 Figura Curvas tensão-distorção obtidas para os provetes ensaiados a 90 o C 97 Figura Curvas tensão-distorção obtidas para os provetes ensaiados a 120 o C. 97 Figura Curvas tensão-distorção representativas das várias séries de temperaturas 98 Figura Variação do módulo de distorção com a temperatura (média desvio padrão).. 98 Figura Variação da resistência ao corte em função da temperatura (média desvio padrão) Figura Comparação da variação obtida para o módulo de distorção e para resistência ao corte Figura Perspectivas do modo de rotura observado nos ensaios de corte 101 Figura Perspectiva do modo de rotura observado nos ensaios de corte. 101 Figura Comparação da variação da tensão de rotura residual de corte obtida no presente estudo em função da temperatura, com os resultados reportados por outros autores Figura Corte dos provetes de compressão na cerra de fita. 103 Figura Extensómetro colado no centro da alma do provete alinhado com a direcção de pultrusão (axial) Figura Fixação dos termopares na alma dos provetes ensaiados à compressão: a) marcação do centro da alma do provete; b) furação da alma do provete; c) termopares fixos em três provetes Figura Esquema de ensaio de compressão: A) contorno do forno (linhas tracejadas); B) provete; C) termopar do provete; D) termopar do ar; E) célula de carga; F e G) cilindros metálicos superior e inferior; H) suportes metálicos dos provetes; I) deflectómetro para temperaturas elevadas; J) e K) deflectómetros superior e inferior para temperatura ambiente Figura Suportes metálicos usados para encaixar as extremidades do provete. 105 Figura Provete fixo pelo suporte metálico inferior. 105 Figura Forno split usado no aquecimento dos provetes Figura Tubo metálico de revestimento do interior do forno 106 Figura Unidade de pressão Figura Célula de carga. 106 Figura Acumuladores de gelo. 107 xxiv

29 Figura Acumuladores de gelo posicionados entre os suportes metálicos para arrefecimento destes Figura Deflectómetro para temperaturas elevadas (LVDT). 107 Figura Deflectómetro para temperatura ambiente fixo na placa superior da máquina de ensaios Figura Deflectómetro para temperatura ambiente fixo na placa inferior da máquina de ensaios Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 60 o C (compressão) Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 90 o C (compressão) Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 120 o C (compressão) 109 Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 150 o C (compressão) 109 Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 200 o C (compressão) 109 Figura Curva de aquecimento para a temperatura de 250 o C (compressão) 109 Figura Curvas de aquecimento (temperatura objectivo de 90 o C) para diferentes profundidades da alma do provete (com espessura de 6 mm). 110 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 20 o C. 111 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 60 o C. 111 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 90 o C. 111 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 120 o C. 111 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 150 o C. 111 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 200 o C. 111 Figura Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 250 o C. 112 Figura Curvas força-deslocamento para um provete representativo de cada uma das séries de temperatura (compressão) Figura Variação da rigidez de compressão com a temperatura (média desvio padrão) Figura Curvas tensão-extensão obtidas à temperatura ambiente. 115 Figura Variação do módulo de elasticidade de compressão estimado (E corr ) em função da temperatura (média desvio padrão) Figura Variação da resistência à compressão com a temperatura (média desvio padrão). 116 Figura Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura ambiente. 118 xxv

30 Figura Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 60 o C Figura Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 90 o C. 118 Figura Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 120 o C Figura Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 150 o C Figura Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 200 o C 119 Figura Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 250 o C. 119 Figura Comparação da variação da tensão de rotura residual de compressão obtida no presente estudo em função da temperatura, com os resultados reportados por outros autores. 120 Figura Comparação da variação da rigidez de compressão residual obtida no presente estudo em função da temperatura, com os resultados reportados por outros autores Figura Modo de rotura obtido por Keller e Bai nos ensaios de compressão por estes realizados Modelação dos resultados experimentais 123 Figura Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Keller e Bai: curvas de modelação obtidas para diferentes valores do parâmetro Figura Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Keller e Bai: curva de modelação obtida. 128 Figura Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Gibson et al.: curva de modelação obtida. 129 Figura Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Mahieux et al.: curva de modelação obtida. 129 Figura Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida (caso (i)) 130 xxvi

31 Figura Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida (caso (ii)) Figura Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida (caso (iii)). 130 Figura Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto na presente dissertação: curva de modelação obtida Figura Modelação da resistência à tracção: comparação das curvas obtidas de cada um dos modelos estudados Figura Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Keller e Bai: curvas de modelação obtidas para diferentes valores do parâmetro Figura Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Keller e Bai: curva de modelação obtida Figura Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Gibson et al.: curva de modelação obtida 135 Figura Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Mahieux et al: curva de modelação obtida. 136 Figura Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida (caso (i)) 137 Figura Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida (caso (iii)). 137 Figura Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto na presente dissertação: curva de modelação obtida. 138 Figura Modelação do módulo de elasticidade de tracção: comparação das curvas obtidas de cada um dos modelos estudados. 138 Figura Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto por Keller e Bai: curvas de modelação obtidas para diferentes valores do parâmetro. 139 Figura Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto por Keller e Bai: curva de modelação obtida. 140 Figura Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto por Gibson et al.: curva de modelação obtida 141 Figura Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto por Mahieux et al.: curva de modelação obtida 141 xxvii

32 Figura Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida 142 Figura Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto na presenta dissertação: curva de modelação obtida Figura Modelação da resistência ao corte: comparação das curvas obtidas de cada um dos modelos estudados 144 Figura Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Keller e Bai: curva de modelação obtida Figura Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Gibson et al.: curva de modelação obtida 146 Figura Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Mahieux et al.: curva de modelação obtida 146 Figura Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida (caso (i)) Figura Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida (caso (ii)). 147 Figura Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto na presente dissertação: curva de modelação obtida 148 Figura Modelação do módulo de distorção: comparação das curvas obtidas de cada um dos modelos estudados 149 Figura Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto por Keller e Bai: curvas de modelação obtidas para diferentes valores do parâmetro Figura Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto por Keller e Bai: curva de modelação obtida Figura Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto por Gibson et al.: curvas de modelação obtidas. 152 Figura Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto por Mahieux et al.: curva de modelação obtida. 153 Figura Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida Figura Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto na presente dissertação: curva de modelação obtida. 155 xxviii

33 Figura Modelação da resistência à compressão: comparação das curvas obtidas de cada um dos modelos estudados 155 Figura Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto por Keller e Bai: curvas de modelação obtidas para diferentes valores do parâmetro. 156 Figura Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto por Keller e Bai: curva de modelação obtida Figura Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto por Gibson et al.: curvas de modelação obtidas 158 Figura Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto por Mahieux et al.: curva de modelação obtida 159 Figura Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto por Wang et al.: curva de modelação obtida Figura Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto na presente dissertação: curva de modelação obtida Figura Modelação do módulo de elasticidade de compressão: comparação das curvas obtidas de cada um dos modelos estudados. 161 xxix

34 xxx

35 Índice de tabelas 2.Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras... 5 Tabela Características típicas dos principais reforços fibrosos.. 8 Tabela Propriedades físicas e mecânicas das resinas termoendurecíveis. 12 Tabela Propriedades mecânicas típicas dos perfis pultrudidos de GFRP. 19 Tabela Propriedades físicas dos perfis de GFRP 19 3.Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP 25 Tabela Condutibilidade térmica das resinas e fibras de reforço à temperatura ambiente Programa experimental. 55 Tabela Temperaturas de transição vítrea obtidas das diferentes curvas de DMA para a frequência de 1 Hz. 61 Tabela Resultados obtidos na segunda fase de ensaios de tracção para todos os provetes ensaiados, em termos de força máxima (F max ), tensão última (σ max ), rigidez axial (K F-d ), módulo de elasticidade das curvas força-deslocamento (E F-d ) e módulo de elasticidade corrigido (E corr ) (*das curvas tensão-extensão).. 78 Tabela Valores da rigidez obtidos nas fases 2 e 1 dos ensaios de tracção. 79 Tabela Valores experimentais da força máxima e da tensão de rotura à tracção 82 Tabela Resultados obtidos nos ensaios de corte em termos de rigidez (K F-d ), força máxima (F max ), resistência ao corte (τ max ) e módulo de distorção (G) 93 Tabela Resultados obtidos para a rigidez de corte (valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e redução em relação à rigidez obtida à temperatura ambiente (Δ)). 94 Tabela Resultados obtidos para o módulo de distorção (valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e redução em relação ao módulo medido à temperatura ambiente (Δ)). 98 Tabela Resultados obtidos para a força máxima (F max ) e resistência ao corte (τ u ), em termos de valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e redução em relação à temperatura ambiente (Δ) 99 xxxi

36 Tabela Taxas médias de aquecimento para as diferentes séries de temperatura Tabela Resultados obtidos para a rigidez de compressão (valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (Cv) e redução em relação à rigidez obtida à temperatura ambiente (Δ)). 113 Tabela Resultados obtidos nos ensaios de compressão, em termos de carga máxima (F max ), resistência (σ max ), rigidez axial (K F-d ), módulo de elasticidade obtido a partir das curvas força-deslocamento (E F-d ) e das curvas tensão-extensão (E σ-ε ) e módulo de elasticidade corrigido (E corr ) (*a partir das curvas tensão-extensão). 114 Tabela Resultados obtidos para a carga máxima e resistência á compressão (valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e redução em relação ao valor medido à temperatura ambiente (Δ)) Modelação dos resultados experimentais. 123 Tabela Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Keller e Bai: erros (%) resultantes da variação do parâmetro 127 Tabela Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Keller e Bai: erros (%) resultantes da variação do parâmetro Tabela Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Gibson et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 129 Tabela Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Mahieux et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 129 Tabela Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Wang et al: erros obtidos no ajuste de cada um dos casos considerados. 131 Tabela Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto por Wang et al: parâmetros de ajuste obtidos para o caso (i). 131 Tabela Modelação da resistência à tracção com o modelo proposto na presente dissertação: parâmetros de ajuste e erros obtidos 132 Tabela Modelação da resistência à tracção: comparação dos valores do EMPA obtidos para cada modelo estudado 132 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Keller e Bai: erros (%) resultantes da variação do parâmetro. 133 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Keller e Bai: erros (%) resultantes da variação do parâmetro 134 xxxii

37 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Gibson et al : parâmetros de ajuste e erros obtidos 135 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Mahieux et al: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 136 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Wang et al: erros obtidos no ajuste de cada um dos casos considerados 136 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto por Wang et al: parâmetros de ajuste obtidos para o caso (i) 137 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de tracção com o modelo proposto na presente dissertação: parâmetros de ajuste e erros obtidos Tabela Modelação do módulo de elasticidade de tracção: comparação valores do EMPA obtidos para cada modelo estudado. 138 Tabela Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto por Keller e Bai: erros (%) resultantes da variação do parâmetro 139 Tabela Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto por Gibson et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 141 Tabela Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto por Mahieux et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 141 Tabela Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto por Wang et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 142 Tabela Modelação da resistência ao corte com o modelo proposto na presente dissertação: parâmetros de ajuste e erros obtidos 143 Tabela Modelação da resistência ao corte: comparação dos valores do EMPA obtidos para cada modelo estudado 144 Tabela Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Keller e Bai: erros (%) resultantes da consideração do módulo obtido à temperatura de 120 o C para o parâmetro e de P d = Tabela Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Gibson et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 146 Tabela Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Mahieux et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos 146 Tabela Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Wang et al: erros obtidos no ajuste de cada um dos casos considerados xxxiii

38 Tabela Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto por Wang et al: parâmetros de ajuste obtidos para o caso (ii). 148 Tabela Modelação do módulo de distorção com o modelo proposto na presente dissertação: parâmetros de ajuste e erros obtidos 148 Tabela Modelação do módulo de distorção: comparação dos valores do EMPA obtidos para cada modelo estudado 149 Tabela Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto por Keller e Bai: erros (%) resultantes da variação do parâmetro. 150 Tabela Modelação da resistência á compressão com o modelo proposto por Gibson et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 152 Tabela Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto por Mahieux et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 153 Tabela Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto por Wang et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos 154 Tabela Modelação da resistência à compressão com o modelo proposto na presente dissertação: parâmetros de ajuste e erros obtidos Tabela Modelação da resistência à compressão: comparação dos valores do EMPA obtidos para cada modelo estudado 155 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto por Keller e Bai: erros (%) resultantes da variação do parâmetro Tabela Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto por Gibson et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 158 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto por Mahieux et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos. 159 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto por Wang et al.: parâmetros de ajuste e erros obtidos 160 Tabela Modelação do módulo de elasticidade de compressão com o modelo proposto na presente dissertação: parâmetros de ajuste e erros obtidos Tabela Modelação do módulo de elasticidade de compressão: comparação dos valores do EMPA obtidos para cada modelo estudado xxxiv

39 1. Introdução 1.1 Enquadramento do tema da dissertação Desde cedo que o Homem percebeu que, ao combinar diferentes materiais, conseguiria tirar melhor partido das propriedades e vantagens de cada um deles. Como exemplo dessa combinação de materiais, tem-se os tijolos de terra reforçados com palha (adobes) usados desde 5000 a.c, com vista à redução da fissuração durante o processo de secagem. Outro exemplo, bastante comum nos nossos dias é o betão armado, que não é tão frágil como o betão simples e não corrói com tanta facilidade como o aço. Assim, a busca incessante do Homem da melhoria do desempenho das suas construções tem levado ao longo dos tempos ao aparecimento de novos materiais, contribuindo para a evolução da indústria da construção. Ao longo dos últimos anos, verificou-se um aumento dos custos de manutenção e reparação das estruturas existentes, maioritariamente construídas com materiais tradicionais (sobretudo o betão armado, o aço e o ferro) que, associado aos problemas de durabilidade desses mesmos materiais e a par das exigências de velocidades de construção crescentes, têm constituído factores impulsionadores no desenvolvimento de novos materiais, mais leves, menos sujeitos à degradação causada pelos agentes agressivos e com menores exigências de manutenção [1]. É neste contexto que surgem os materiais plásticos reforçados com fibra (FRP s, do inglês Fibre Reinforced Polymer), dos quais fazem parte os perfis pultrudidos de fibra de vidro (GFRP s, do inglês Glass Fibre Reinforced Polymer), objecto de estudo na presente dissertação. Desenvolvidos na década de 1940 pelas indústrias aeronáutica e naval, estes materiais só viriam a ser aplicados na construção 40 anos depois. Inicialmente usados quase exclusivamente em elementos não estruturais ou em estruturas secundárias (como escadas ou passadiços), nos últimos anos começou a surgir um número crescente de aplicações em elementos estruturais de coberturas, edifícios e mesmo em pontes pedonais e rodoviárias, dadas as suas diversas vantagens quando comparadas às dos materiais tradicionais. Estes materiais apresentam-se associados a um enorme potencial, uma vez que podem ser fabricados à medida das necessidades, apenas com alterações no processo de fabrico, na configuração dos seus constituintes, e variando esses mesmos constituintes. 1

40 1. Introdução Os GFRP s são materiais compósitos constituídos por fibras de vidro, embebidas numa matriz polimérica, em geral de poliéster ou viniléster [2]. Devido às suas diversas vantagens, quando comparados com os materiais tradicionais, nomeadamente a elevada resistência, a leveza, as boas propriedades de isolamento e a durabilidade em ambientes corrosivos, a sua aplicação na construção viu o seu número aumentar nas duas últimas décadas. No entanto, apesar das suas vantagens, existem alguns obstáculos à generalização da sua utilização, nomeadamente, o seu ainda elevado custo (cerca de seis vezes superior ao do aço), a inexistência de regulamentação específica, elevada deformabilidade e a susceptibilidade deste material a fenómenos de instabilidade [3]. Paralelamente aos aspectos referidos, o comportamento ao fogo, ainda pouco estudado, também se tem mostrado um obstáculo ao aumento da utilização de perfis de GFRP na construção. Na verdade, o material é susceptível à ignição e, quando submetido a temperaturas elevadas (300 a 500 o C), a matriz orgânica decompõe-se ao mesmo tempo que é libertado calor, fumo e diversos gases de combustão. Por outro lado, mesmo quando submetido a temperaturas moderadamente elevadas (100 a 200 o C), as propriedades mecânicas do material sofrem reduções consideráveis [4]. Uma vez que os materiais utilizados na construção são obrigados a ter um comportamento ao fogo adequado à utilização prescrita, esta propriedade ganha grande importância, sendo no entanto ainda pouco conhecida, uma vez que a maioria da informação disponível é escassa e apresentada na forma de modelações numéricas. Assim, justifica-se o interesse de um estudo experimental de caracterização do comportamento mecânico a temperaturas elevadas dos perfis pultrudidos de GFRP, que constitui o âmbito da presente dissertação de mestrado. O estudo aqui realizado enquadra-se na linha de investigação que tem vindo a ser desenvolvida desde 2001 pela Secção de Construção do DECivil do IST, referente ao estudo de novos materiais estruturais para reabilitação, em particular, materiais plásticos reforçados com fibras (FRP) e insere-se no âmbito do projecto de investigação FIRE-FRP Protecção ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP, financiado pela Fundação para a Ciência e Tecnologia (FCT). 1.2 Objectivos e metodologia A presente dissertação tem como principal objectivo o estudo experimental do comportamento mecânico a temperaturas elevadas do material que constitui os perfis pultrudidos de GFRP. Como referido, a susceptibilidade ao fogo destes materiais representa uma das suas principais desvantagens. No entanto, este tema carece ainda de algum conhecimento, muito devido à complexidade inerente aos esquemas de ensaios exigidos por uma actividade experimental realizada nesse âmbito. Assim, foi realizada uma extensa campanha de ensaios, complementada por uma análise de resultados exaustiva, com o objectivo de obter um trabalho final completo e capaz de incrementar o estado de conhecimento em relação ao tema em estudo. Com esta campanha, 2

41 procurou-se quantificar a degradação das propriedades mecânicas do material GFRP, quando sujeito a temperaturas elevadas e a cargas de tracção, corte e compressão, em termos de, resistência, rigidez, módulos de elasticidade ou de distorção e modos de rotura. Para isso, foi definida uma série de temperaturas (20, 60, 90, 120, 150, 200, 220/250 o C), para as quais os provetes foram aquecidos e posteriormente carregados até à rotura. Por último, a modelação das propriedades mecânicas analisadas na campanha experimental constituiu outro objectivo desta dissertação, para o que os resultados experimentais obtidos foram usados para aferir a fiabilidade de modelos empíricos e fenomenológicos propostos na literatura, bem como de um modelo empírico proposto no presente estudo. Com isto, procurou-se dotar a bibliografia de uma ferramenta útil, que possibilite caracterizar a variação das propriedades em estudo com a temperatura. 1.3 Organização A presente dissertação encontra-se organizada em seis capítulos. No primeiro capítulo, pretende-se fazer uma introdução do tema abordado na dissertação e sua relevância no domínio da Engenharia Civil, definindo-se também os objectivos a alcançar. No segundo capítulo, é feita uma abordagem geral sobre os materiais FRP, particularizando os perfis pultrudidos de GFRP. Começa-se por fazer uma pequena introdução histórica do tema, seguida da descrição dos constituintes mais utilizados na produção dos FRP e dos processos de fabrico mais correntes. Faz-se também uma descrição das vantagens e desvantagens deste material e das suas propriedades. Para terminar o capítulo, apresentam-se algumas aplicações actuais dos FRP em Engenharia Civil. De forma mais particular, no terceiro capítulo, é introduzido o tema do comportamento ao fogo dos perfis de GFRP. Este capítulo inicia-se com uma descrição das diferentes formas de transferência de calor e das fases de desenvolvimento de um incêndio. Faz-se também uma descrição das fases de degradação de um laminado de GFRP em situação de incêndio, bem como, de forma mais particular, do comportamento da matriz de resina e das fibras quando sujeitas a temperaturas elevadas. Por fim, é também analisado o comportamento mecânico do GFRP quando sujeito a temperaturas elevadas, com base na informação disponível na literatura. Este capítulo termina com a descrição dos modelos que irão ser usados para a modelação dos resultados experimentais obtidos na campanha experimental realizada. No quarto capítulo, descreve-se o trabalho experimental realizado, em termos do procedimento experimental seguido, com referência para os objectivos, séries experimentais, materiais, preparação dos provetes e respectivos esquemas de ensaio. Neste capítulo são também apresentados e discutidos os resultados obtidos dessa campanha experimental. No quinto capítulo, são apresentados os resultados da modelação realizada, para a qual se analisa a fiabilidade de cada um dos modelos em análise em traduzir a variação das 3

42 1. Introdução propriedades mecânicas do GFRP quando sujeito a temperaturas elevadas, e onde se apresentam os parâmetros resultantes dessa modelação para cada um dos modelos em estudo. No sexto e último capítulo, são apresentadas as conclusões gerais da dissertação, sendo também propostas matérias para investigações futuras de questões que sejam consideradas relevantes no âmbito desta dissertação. 4

43 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras 2.1 Introdução histórica A busca incessante do Homem por materiais de melhor desempenho, aliada ao avanço tecnológico, levou a uma alteração dos requisitos exigidos a esses mesmos materiais. Essa evolução levou ao desenvolvimento e utilização de materiais compósitos. Estes materiais são constituídos, de forma muito genérica, por dois ou mais materiais, distinguíveis ao nível macroscópico, que contribuem para as suas propriedades globais de uma forma sinergética. Assim, os materiais compósitos permitem usar materiais que por si só podem não ser adequados como materiais de construção, mas que, quando combinados, podem constituir um novo material que conjuga as melhores propriedades de cada um dos materiais que lhe deu origem. Com base nesta definição, podem considerar-se três classes de materiais compósitos, de acordo com o tipo de matriz que os constitui: compósitos de matriz metálica, mineral e orgânica [5]. Muitas vezes conotados com a modernidade do século XX e princípios do século XXI, a produção e utilização de materiais compósitos remonta à antiguidade, como são exemplo os tijolos reforçados com palha fabricados pelos povos da Babilónia, por volta de AC, ou a construção por volta de 3000 AC de barcos de rio com feixes de papiro embebidos numa matriz, pelas civilizações do Egipto e da Mesopotâmia. Muitos outros exemplos se poderiam apresentar de materiais compósitos criados pelo Homem, ao longo do tempo [5]. Embora tenha sido na Antiguidade que se produziram e utilizaram os primeiros materiais compósitos, o fabrico de FRP é muito mais recente. Só no início do século XX, com o desenvolvimento da indústria dos plásticos, passou a ser possível a incorporação de fibras de reforço numa matriz polimérica, sendo que a primeira aplicação de materiais plásticos reforçados com fibras data da década de 1930, com a sua aplicação no casco de um barco, no âmbito de um projecto experimental [1]. A utilização dos materiais compósitos na construção só viria a acontecer muito depois do seu aparecimento, sendo que as indústrias aeronáutica e naval foram as grandes impulsionadoras do desenvolvimento destes materiais, tendo em 1940 sido aplicados em coberturas de radares 5

44 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras (Figura 2.1) e cascos de navios (Figura 2.2) [6]. Oito anos mais tarde, estes materiais viriam também a ser aplicados pela primeira vez na indústria petrolífera (Figura 2.3) [1]. Figura 2.1: Utilização de materiais compósitos na indústria aeronáutica [6]. Figura 2.2: Utilização de materiais compósitos na indústria naval [7]. Figura 2.3: Utilização de materiais compósitos na indústria petrolífera [7]. Na década de 1950, os FRP passaram a ser utilizados também nas indústrias química, da pasta de papel, automóvel (Figura 2.4), em estações de tratamento de águas e esgotos e estações eléctricas, dados os requisitos particulares destas indústrias em relação a ambientes agressivos e/ou de comportamento térmico e electromagnético [8]. Nos anos 1960, surgiram os materiais compósitos avançados, constituídos por fibras de carbono, que lhes conferiam um elevado módulo de elasticidade e resistência. No entanto, dado o seu custo, a sua aplicação restringia-se às indústrias naval e aeronáutica. Assim, com o objectivo de alargar o uso destes materiais a novos mercados e como consequência da crise energética, na década de 1970 foi feito um esforço para reduzir os custos de produção, surgindo então nas aplicações mais diversas, nomeadamente em artigos de desporto e lazer, como barcos de recreio (Figura 2.5), aviões (Figura 2.6), raquetes de ténis e bicicletas [6]. Figura 2.4: Utilização de materiais compósitos na indústria automóvel [9]. Figura 2.5: Utilização de materiais compósitos na indústria naval [10]. Figura 2.6: Utilização de materiais compósitos na indústria da aviação [11]. Foi também na década da 1960 que a indústria da construção começou a ganhar interesse nos materiais FRP. A concepção arquitectónica estava longe de ser tradicional. A construção modular era predominante e recorria a estruturas de forma activa para compensar a reduzida rigidez dos materiais FRP utilizados [1]. Os FRP também tinham nessa altura uma grande utilização em fachadas, muitas vezes integrados numa estrutura primária em materiais tradicionais [12]. Na Figura 2.7, estão representados três exemplos das primeiras construções em FRP: a Monsanto House of the Future (1957), a Futuro House (1968) e a Icoshedron Classroom (1974). No entanto, várias razões levaram ao abandono destas soluções pioneiras, 6

45 não só razões financeiras, mas também a rejeição de arquitectos e engenheiros, para o que a falta de informação técnica teve o seu contributo. a) b) c) Figura 2.7: Primeiras construções em FRP: (a) Monsanto House of the Future [13], (b) Futuro House [14], (c) Icoshedron Classroom [15]. Na década de 80, foram desenvolvidos novos processos de fabrico, permitindo a produção de fibras de carbono com excelentes propriedades mecânicas e com um preço mais competitivo. A produção destas fibras, ao contrário do que se pensava nesta década, nunca ultrapassou a produção das fibras de vidro, fibras que ainda hoje são as mais utilizadas em aplicações estruturais [1]. A evolução dos processos de fabrico permitiu a redução de custos dos FRP que, associada à necessidade de renovação de algumas infra-estruturas existentes, têm sido factores para a cada vez maior aceitação destes materiais na indústria da construção. Nas últimas décadas, tem-se verificado um maior desenvolvimento de projectos-piloto bem como um maior esforço de investigação, que resultam no desenvolvimento de uma grande variedade de produtos, alguns deles com sucesso comercial relevante, onde se destacam os seguintes: varões e cabos de pré-esforço para reforço interior de estruturas de betão, laminados, mantas e cabos para o reforço exterior de estruturas de betão, aço ou alvenaria, cabos de pré-esforço para pontes suspensas ou atirantadas, e perfis ou painéis estruturais. Esta vasta gama de produtos só é possível devido à enorme variedade de materiais poliméricos passíveis de serem utilizados como matriz, a diversidade de formas e natureza dos reforços, bem como o conjunto de técnicas de fabrico existentes [5]. A aplicação destes produtos tem visto o seu número crescer, não só em obras de reabilitação mas também em construções novas. 2.2 Os constituintes O conhecimento da constituição dos materiais FRP, bem como o seu processo de fabrico reveste-se de grande importância, uma vez que são factores determinantes nas suas propriedades. Nestes materiais, as propriedades físico-químicas dos polímeros usados como matriz são conjugadas com as elevadas propriedades mecânicas das fibras que constituem o reforço. As fibras e a matriz polimérica são os constituintes de maior relevância nestes materiais, sendo comum incorporar também material de enchimento (designado por carga ou 7

46 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras fíler) e aditivos, que possibilitam a redução do custo, melhoram propriedades específicas e o próprio processo de fabrico [1] Fibras De acordo com a Amerian Society for Testing and Materials ASTM, Commitee D30, as fibras são materiais alongados com dimensão na razão de, pelo menos, 10/1 (comprimento/espessura), com uma secção transversal próxima dos 5x10-2 mm 2 e espessura máxima igual a 0,25 mm [16]. As fibras apresentam elevado módulo de elasticidade e resistência, têm como principal função suportar as solicitações mecânicas dos elementos estruturais, garantido resistência e rigidez suficientes ao longo da direcção em que se desenvolvem [1]. Assim, o desempenho dos materiais FRP é dependente da disposição das fibras, cujo comportamento depende dos seguintes parâmetros: tipo, orientação, comprimento, grau de concentração, forma como se dispõem no seio da matriz, composição, propriedades mecânicas da resina da matriz e adesão entre fibras e a matriz polimérica [16]. Existem dois grandes grupos de fibras, as fibras naturais e as fibras sintéticas [5]. A escolha da fibra a ser utilizada em determinada situação depende do tipo de estrutura, do grau de solicitação e das condições ambientais, sendo que as mais usualmente utilizadas são as fibras do segundo grupo, onde se incluem as fibras de vidro, de carbono e de aramida, cujas principais propriedades mecânicas, físicas e térmicas são apresentadas na Tabela 2.1. Tabela 2.1: Características típicas dos principais reforços fibrosos (adaptado de [1, 17, 18]). Propriedade Normas de ensaio Vidro - E Carbono Aramida Resistência à tracção [MPa] ISO 5079, ISO Módulo de elasticidade ASTM C 1557, em tracção [GPa] ASTM D 2343, Extensão na rotura em ASTM D ,5 4,5 0,6 1,5 2,0 4,0 tracção [%] Massa volúmica ISO 1889, ISO 10119, [g/cm 3 ] ASTM D , Coeficiente de dilatação axial: -1,3 a -0,1 térmica [10-6 ISO ,0 6,0 /K] radial: 18,0-3,5 Diâmetro das fibras ISO 1888, [µm] ISO a 7 12 Estruturas das fibras - isotrópica anisotrópica anisotrópica Na indústria da construção, as fibras de vidro são as fibras de maior utilização por combinarem uma resistência elevada com um custo relativamente reduzido. Estas fibras que constituem os perfis e varões de polímero reforçado com fibras de vidro GFRP, apresentam como principais desvantagens, o módulo de elasticidade relativamente reduzido, a susceptibilidade à rotura 8

47 por fluência e a reduzida resistência à humidade e a ambientes alcalinos [1]. A composição destas fibras pode variar, embora todas sejam baseadas em sílica (SiO 2 ) e outros óxidos (Al 2 O 3, CaO, MgO, Na 2 O, K 2 O, Li 2 O, B 2 O 3, BaO, ZnO, etc.), possibilitando assim a produção de diferentes subtipos de fibras de vidro (com designações E, S, AR, C), com propriedades capazes de satisfazer requisitos distintos [5]. Todos os subtipos apresentados apresentam módulo de elasticidade idêntico, existindo diferenças ao nível da resistência mecânica e da resistência à corrosão. A designação E indica que essas fibras têm boas propriedades de isolamento eléctrico e elevada resistência mecânica e aos agentes químicos, sendo as fibras com maior utilização no mercado. As fibras do tipo S têm resistência mecânica mais elevada e são mais resistentes quando sujeitas a altas temperaturas, mas apresentam um preço 3 a 4 vezes superior às fibras E. As fibras AR e C têm resistência melhorada ao alcalis e à corrosão, respectivamente [19]. As fibras de carbono, que constituem os laminados de CFRP (do inglês Carbon Fibre Reinforced Polymer), têm como vantagens principais os elevados valores de tensão última e de módulo de elasticidade, associados a um peso próprio reduzido. Como desvantagens, apresentam o elevado consumo de energia na sua produção e um custo final elevado. As fibras de aramida são mais resistente que as fibras de vidro e apresentam um módulo de elasticidade 50% superior [8]. Estas fibras apresentam também uma boa tenacidade, o que as torna atractivas para aplicações industriais com requisitos de absorção de energia (como coletes à prova de bala). No entanto, apresentam como desvantagens uma resistência à compressão (quando comparada com a resistência à tracção) relativamente reduzida (500 a 1000 MPa), susceptibilidade à rotura por fluência e maior sensibilidade à radiação ultravioleta (UV) [20], o que as torna menos atractivas para aplicações da Engenharia Civil. A resistência mecânica dos materiais FRP é proporcional ao volume de fibras orientadas em cada direcção. A máxima resistência na direcção das fibras (unidireccional) é obtida com fibras longas, contínuas e orientadas numa direcção. Uma resistência elevada, mas inferior à anterior, é também obtida através de tecidos de fibras dispostas em duas direcções (bidireccional). A menor resistência é obtida por mantas de fibras orientadas em todas as direcções, onde as propriedades do material são menores às anteriores e sem um sentido preferencial (aleatório) [16]. Assim, os materiais FRP são materiais anisotrópicos, onde a máxima resistência e rigidez do compósito são obtidas na direcção principal das fibras, sendo que esses valores diminuem com o afastamento da disposição das mesmas em relação a essa direcção, até um mínimo que corresponde à direcção perpendicular à principal. Como é possível observar na figura 2.8, as fibras podem estar dispostas de diversas formas nos elementos de FRP, desde mechas ou feixes de filamentos contínuos quase paralelos, não torcidos (conhecidos por rovings), ou torcidos (yarns), ou na forma de fibras curtas (chopped), com 3 a 50 mm de comprimento. As fibras são trabalhadas em produtos tecidos, podendo ser dispostas em qualquer direcção, formado as mantas de reforço. Nestas mantas de reforço as fibras, curtas ou contínuas, podem ser dispostas aleatoriamente ou podem ser constituídas 9

48 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras apenas por fibras contínuas direccionadas biaxial (tipicamente 0 o /90 o ou +45 o /-45 o ) ou triaxialmente (tipicamente 0 o /+45 o /-45 o ), podendo ser ou não entrelaçadas. Todas as formas descritas podem ainda ser combinadas, dando origem a produtos têxteis constituídos por fibras de reforço contínuas direccionadas e fibras curtas ou contínuas dispostas aleatoriamente [1]. a) b) c) d) e) f) Figura 2.8: Diferentes formas de reforços fibrosos: mechas de filamentos contínuos, (a) não torcidos e (b) torcidos; mantas de reforço com (c) fibras contínuas dispostas aleatoriamente, (d) fibras contínuas direccionadas (0º/90º) entrelaçadas, (e) fibras contínuas direccionadas (0 o /90 0 ) e fibras dispostas aleatoriamente e (f) fibras contínuas direccionadas (0 o /±45 o /90 o ) e fibras dispostas aleatoriamente (adaptado de [21]) É comum aplicar acabamentos químicos superficiais às fibras para promover a protecção das mesmas e a resistência da ligação fibra /matriz. São exemplo desse acabamento os produtos aglutinadores resinosos (binders), que permitem a aglomeração das fibras em mechas, ou produtos como o amido, o óleo ou a cera (sizings), que são lubrificantes anti-estáticos que protegem as fibras de danos provocados no seu fabrico [1] Resinas poliméricas As resinas poliméricas juntamente com as cargas de enchimento e os aditivos constituem a matriz polimérica. As propriedades da matriz influenciam a resistência ao corte, interlaminar e no plano do FRP [16]. Por outro lado, a matriz polimérica desempenha ainda as seguintes funções [1]: manter as fibras na posição pretendida e proteger as mesmas de eventuais ataques do meio ambiente; redistribuir as cargas pelas fibras por adesão e/ou fricção; isolar as fibras de forma a que elas hajam isoladamente, resultando numa redução da propagação de fendas; evitar a encurvadura das fibras quando sujeitas à compressão. providenciar a rigidez e a forma do elemento estrutural; providenciar cor e acabamento superficial. Um material polimérico é um conjunto de muitas partes, unidas ou ligadas quimicamente entre si, de modo a formar um sólido. Estes materiais encontram-se divididos em dois grupos, os termoplásticos e os termoendurecíveis, dependendo a sua classificação do modo como estão ligados quimicamente e estruturalmente. A principal diferença entre estes dois grupos é o facto de os primeiros quando reaquecidos poderem adquirir uma nova forma, ao passo que os segundos uma vez arrefecidos a sua forma é definitiva [22]. 10

49 As resinas termoplásticas (de que fazem parte o polipropileno, a poliamida, o polietileno e o polibutileno) são materiais que fundem, quando aquecidos, podendo ser enformados neste estado e assumindo essa forma após arrefecimento. Este processo é reversível, podendo estas resinas ser novamente reprocessadas sem perda significativa das suas propriedades. Estes materiais são normalmente constituídos por cadeias moleculares de grande comprimento de átomos de carbono unidos por ligações covalentes, podendo também existir átomos de azoto, oxigénio ou enxofre. Podem também existir algumas ramificações de grupos de átomos. As cadeias macromoleculares encontram-se ligadas umas às outras através de ligações secundárias que são mais fracas que as ligações covalentes [5]. As principais vantangens destas resinas são a maior facilidade de armazenamento (não requerem refrigeração), a reciclabilidade e a reprocessabilidade, já que não formam uma estrutura irreversível. No entanto, para além de terem um processamento mais difícil (devido à sua elevada viscosidade), e consequentemente um maior custo de produção, as resinas termoplásticas apresentam uma maior dificuldade de impregnação e adesão às fibras do que as resinas termoendurecíveis [1]. As resinas termoendurecíveis têm uma estrutura com formato em rede tridimensional, e são sintetizadas através de reacções de cariz irreversível, durante as quais se dá a cura (endurecimento) da resina, não podendo ser refundidas. São resinas mais rígidas e menos sensíveis à temperatura que as resinas termoplásticas [5]. Estas resinas têm como grande vantagem a reduzida viscosidade, o que permite velocidades de processamento elevadas. Por outro lado, estas resinas apresentam uma boa capacidade de impregnação das fibras e muito boas propriedades adesivas (que, aliás, justificam a sua utilização como colas e adesivos estruturais) [1]. Assim, tendo em conta as propriedades acima descritas, a escolha da resina para os materiais compósitos FRP recai geralmente nas resinas termoendurecíveis, sendo que as mais utilizadas são as resinas de poliéster, viniléster, epóxidicas e fenólicas, cujas principais propriedades físicas e mecânicas são apresentadas na tabela 2.2. As resinas de poliéster caracterizam-se por um bom equilíbrio entre as suas propriedades (mecânicas, químicas e eléctricas) e facilidade de processamento, pois apresentam uma reduzida viscosidade associada a um razoável período de utilização [1]. Estas resinas podem ter diferentes formulações de forma a adaptar as suas propriedades ao processo de fabrico e aos ambientes onde são aplicadas, o que aliado ao seu custo e facilidade de preenchimento e pigmentação ditam o seu maior uso na fabricação dos FRP para uso na engenharia [23]. As resinas epóxidas são geralmente utilizadas em conjunto com as fibras de carbono, em aplicações com elevados requisitos de desempenho, em termos de resistência, rigidez, temperaturas de serviço e durabilidade [1]. São particularmente versáteis permitindo que sejam formuladas para uma variada gama de propriedades consoante o fim a que se destinam, podendo servir como matriz dos FRP ou para servir como adesivo [20]. As resinas de viniléster foram desenvolvidas nos últimos 20 anos com o objectivo de combinar as melhores propriedades das resinas epóxidas com o mais fácil processamento do poliéster, 11

50 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras apresentando também um custo intermédio [1]. Estas resinas tornaram-se atractivas devido às suas boas propriedades, especialmente a resistência à corrosão e o fácil processamento [20], sendo que quando é necessária uma durabilidade melhorada para os materiais FRP estas resinas são normalmente as escolhidas em detrimento das resinas de poliéster. No presente, as resinas de viniléster são usadas maioritariamente em varões de FRP, que têm tido uma utilização significativa como armadura de reforço de elementos de betão armado [1]. As resinas fenólicas são as resinas termoendurecíveis mais antigas. Quando comparadas com as resinas anteriormente descritas, são menos inflamáveis e libertam menos calor e fumo em situação de incêndio o que ditou a sua introdução no fabrico dos produtos de FRP [1,20]. São resinas relativamente económicas (com um custo semelhante às resinas de poliéster [20]), no entanto são mais difíceis de reforçar e curar que as restantes resinas termoendurecíveis e apresentam também uma cor acastanhada difícil de pigmentar [20]. Tabela 2.2: Propriedades físicas e mecânicas das resinas termoendurecíveis (adaptado de [1, 17, 18]). Propriedade Resistência à tracção [MPa] Módulo de elasticidade em tracção [GPa] Extensão na rotura em tracção [%] Densidade [g/cm 3 ] Temperatura de transição vítrea [ o C] Normas de ensaio ISO 527, ASTM D 638 ISO 1183, ASTM D 1505 ISO , ISO , ASTM E 1356, ASTM E 1640 Poliéster Epóxida Viniléster Fenólica Como se verá no capítulo 3, a menor resistência a temperaturas elevadas das resinas poliméricas constitui uma desvantagem destas quando comparadas às fibras, não só pelo facto de a sua temperatura de decomposição ser muito inferior à temperatura de decomposição das fibras, mas também porque para temperaturas relativamente baixas a resina inicia um processo de transição de um estado vítreo para um estado viscoso, a que se dá o nome de transição vítrea. Este processo está associado a uma considerável redução das propriedades mecânicas da resina, que ao amolecer compromete a eficiência da distribuição de cargas para as fibras, não permitindo o aproveitamento pleno das propriedades mecânicas das mesmas Cargas de enchimento Habitualmente designadas na literatura internacional por fillers, as cargas de enchimento são produtos quimicamente inertes que visam a redução dos custos globais de um compósito. 12

51 Estes produtos podem atingir 20% (em peso) da proporção global da matriz, influenciando inevitavelmente as propriedades desta consoante o objectivo final do compósito [16]. Os fíleres podem por exemplo melhorar o comportamento em situação de incêndio do compósito pela diminuição do conteúdo orgânico ou contribuir para a diminuição da retracção da matriz. A resistência à fadiga e à fluência ou a resistência química podem ser também incrementadas com o recurso aos fíleres [6]. Os compostos mais utilizados como fíleres na indústria dos compósitos são o carbonato de cálcio, o caulino (silicato de alumínio), o hidróxido de alumínio e o sulfato de cálcio [1]. Os dois últimos compostos em particular, são utilizados para melhorar o comportamento em situação de incêndio reduzindo a inflamabilidade do compósito e a produção de fumo [1]. Micas, feldspatos, sílica, talco, e vidro são também de uso comum [6]. Embora o uso dos fíleres permita melhorias no desempenho com menores custos de produção, é importante ter em consideração que a sua incorporação normalmente provoca uma redução das principais propriedades mecânicas, nomeadamente na direcção longitudinal dos elementos de FRP, diminuindo também a sua durabilidade [23] Aditivos A generalidade dos materiais compósito reforçados com fibras recorre ao uso de diversos aditivos que, embora em pequenas quantidades, são suficientes para melhorar o seu desempenho, processamento, ou apenas, para alterar as suas propriedades. Os aditivos podem ser divididos em quatro grupos: os catalisadores, promotores ou inibidores, os corantes e os agentes de libertação [6] e são adicionados aos compósitos com os seguintes objectivos [1]: diminuir a retracção; diminuir a inflamabilidade e a produção de fumos tóxicos em situação de incêndio (retardadores de incêndio); aumentar a condutibilidade eléctrica (através da adição de partículas metálicas e/ou de carbono) e a interferência electromagnética (adição de materiais condutores); inibir a oxidação dos polímeros (adição de antioxidantes); diminuir o teor de vazios; reduzir a tendência para a atracção de cargas eléctricas (adição de agentes antiestáticos); promover a estrutura celular (aditivos precursores de espumas), com menor densidade, retracção e custos do material, e com melhor isolamento térmico e eléctrico; prevenir a perda de brilho, descoloração, fendilhação e desintegração devido à radiação UV (adição de estabilizadores UV); 13

52 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras alteração da cor (adição de corantes). A quantidade de incorporação de aditivos nos compósitos é menor que a quantidade de fillers, tipicamente inferior a 1% em peso da resina. Apesar das pequenas quantidades, é importante ter em consideração que a incorporação de aditivos na matriz pode também influenciar consideravelmente as propriedades físicas e mecânicas do material FRP [1] Ligação fibra/matriz As propriedades mecânicas da ligação fibra/matriz são dependentes da adesão e compatibilidade mecânica entre as fibras e a matriz, bem como do ângulo entre as fibras e a direcção de carregamento, verificando-se o valor máximo dessas propriedades quando a direcção de carregamento e das fibras são idênticas [24]. De forma a obter-se uma boa interacção entre fibras e resinas, as respectivas propriedades mecânicas devem ser adaptadas. Por exemplo, de maneira a prevenir o desenvolvimento de microfissuras na matriz antes de se atingir a capacidade máxima de deformação das fibras, a extensão na rotura da matriz deverá ser maior que a das fibras. Contudo, em compressão, é requerida uma rigidez mínima da matriz para evitar a encurvadura das fibras [24]. 2.3 Processo de fabrico Os produtos FRP usados na engenharia são produzidos maioritariamente por dois processos: a pultrusão e a moldagem manual (hand layup ou wet layup). O primeiro processo é realizado em fábrica de forma totalmente automatizada, sendo depois os produtos de FRP enviados para obra. No segundo processo, os produtos de FRP podem ser fabricado em fábrica ou, mais frequentemente, totalmente produzidos in-situ no local da construção. As propriedades dos produtos FRP são dependentes do tipo de processo de fabrico utilizado na sua produção, assim como dos parâmetros operacionais usados. Assim, o processo de fabrico deve ser adequado ao sistema fibra/matriz em causa, de forma a conferir as características desejadas ao produto final, com um custo aceitável [5]. O processo de pultrusão é utilizado no fabrico de varões, laminados e perfis estruturais e é o processo com o custo mais competitivo para a produção de elementos de FRP de elevada qualidade. O processo de moldagem manual é utilizado essencialmente na aplicação em obra de mantas de reforço, e caracteriza-se por uma grande facilidade de utilização [23]. 14

53 2.3.1 Pultrusão O processo de pultrusão foi desenvolvido inicialmente nos E.U.A no início da década de 1950 e é o processo de fabrico mais usado na produção de perfis GFRP, embora outros tipos de fibra possam também ser utilizados, como é o caso das fibras de carbono e aramida (Kevlar) [25]. Este processo permite a produção de barras (rectangulares ou circulares) e de peças com secção transversal aberta (por exemplo, I, H, L ou U) ou fechada (elementos tubulares, circulares ou quadrados) (Figura 2.9), bem como com secção multi-celular fechada (Figura 2.10), com comprimento apenas limitado pelo processo de transporte do material [1]. Figura 2.9. Formas típicas dos perfis produzidos no processo de pultrusão [26]. Figura 2.10: Secções multi-celulares fechadas produzidas no processo de pultrusão [26]. O fabrico por pultrusão caracteriza-se por permitir uma grande flexibilidade entre formas e tamanhos, sendo possível produzir peças com espessuras diferentes ao longo do seu comprimento mas sem no entanto possibilitar a variação da sua secção [23]. É um processo contínuo, de elevada produtividade e baixa necessidade de mão-de-obra, mas que, no entanto, está associado a investimentos elevados e a mão-de-obra qualificada [27]. Neste processo, o reforço (fibras) é embebido continuamente num banho de resina seguindo já impregnado para o interior de uma fieira aquecida, onde ocorre a polimerização da resina e se define a forma do perfil. O reforço vem já orientado e posicionado para que não ocorra a sobreposição das fibras. Após a cura, o perfil é arrefecido e traccionado em contínuo, terminando o processo de pultrusão na zona de corte, que confere ao perfil o comprimento desejado. Na Figura 2.11, encontra-se esquematizada uma linha de produção de perfis pultrudidos de GFRP, onde é possível diferenciar seis elementos chave: (a) sistema de manuseamento das fibras; (b) sistema de guias para pré-formar e posicionar os reforços; (c) banheira de impregnação da matriz (ou, como alternativa, sistema de injecção da matriz); (d) molde aquecido; e (f) dispositivo de corte. É possível também observar na Figura 2.11 a evolução da temperatura ao longo do processo de cura. Independentemente do processo de impregnação das fibras, à medida que as mesmas avançam ao longo do molde aquecido, normalmente com um comprimento de 0.5 a 1.0 m, a temperatura de cura da matriz polimérica vai aumentando geralmente no intervalo de temperaturas de 90 a 180 o C, dependendo do tipo de resina em uso [23]. A cura da matriz 15

54 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras provoca a retracção do elemento em produção e a consequente separação deste das paredes do molde, saindo do seu interior como um produto acabado e com estabilidade dimensional [1]. Figura 2.11: Linha de fabrico do processo de pultrusão [28]. Como também é possível observar no esquema de fabrico representado na Figura 2.11, o reforço dos produtos de FRP pode conciliar filamentos contínuos e paralelos (os chamados rovings), com a aplicação de mantas com fibras dispostas em várias direcções (mats e fabrics), que constituem o reforço na direcção transversal e ao corte dos elementos produzidos. É possível também aplicar mantas nas superfícies do laminado (surfacing veils ou véus de superfície), que possuem uma quantidade de resina superior quando comparadas com as mantas primeiramente referidas, com o objectivo final de aumentar a resistência química do material, protegendo por essa via as fibras (contra efeitos atmosféricos por exemplo) [1,23]. Na Figura 2.12, apresenta-se um esquema da disposição típica das camadas que constituem os laminados das peças processadas por pultrusão. Figura 2.12: Disposição típica das camadas de reforço num compósito pultrudido (adaptado de [1]). 16

55 A velocidade do processo de fabrico por pultrusão depende muito da máquina utilizada, sendo controlada para que a cura seja efectuada completamente no tempo em que o produto se encontra na fieira. A velocidade de produção é um aspecto importante uma vez que dela está dependente a resistência ou não do material às forças exercidas na fase de tracção [25]. Em média, uma secção transversal corrente (secção de parede fina aberta) pode ser produzida a uma velocidade de 2 m/minuto [1] Moldagem manual A moldagem manual é provavelmente o mais antigo método da indústria dos compósitos e com menor aplicação de tecnologia mas, simultaneamente, é o mais universal quanto a dimensões e formas das peças. Na generalidade das situações, o processo de moldagem manual é realizado em obra onde são usados moldes de face única (molde aberto) sobre os quais se depositam sucessivamente as camadas de reforço. A impregnação do reforço com a resina faz-se com o auxílio de trinchas e ou rolos apropriados [5]. O molde pode ser de madeira, metálico ou mesmo em plástico reforçado, dependendo a qualidade do produto acabado do tipo de superfície desse mesmo molde. Na Figura 2.13, apresenta-se um esquema com o princípio de funcionamento deste processo de fabrico, sendo este dividido nas seguintes etapas [5]: i. Aplicação de um agente desmoldante, de forma a garantir qualidade da superfície moldada; ii. Aplicação de uma camada de resina não reforçada (gelcoat), pigmentada ou não. Esta camada é por vezes seguida de uma manta de superfície que permite um melhor acabamento da superfície da peça; iii. Colocação do reforço e posterior impregnação com resina catalisada e pouco viscosa; iv. Consolidação com rolos de forma a assegurar uma boa impregnação do reforço, criando uma boa ligação entre a resina e as fibras e eliminando os vazios e eventuais bolhas de ar aprisionadas; v. Desmoldagem, assim que o grau de cura da resina o permita. A moldagem manual apresenta as seguintes vantagens [17]: a larga experiência existente, dada a sua grande aplicação desde o passado; a facilidade de treino de mão-de-obra não qualificada, devido à utilização de equipamentos simples; o custo reduzido do equipamento utilizado, nomeadamente os moldes; versatilidade, decorrente da possibilidade de utilizar moldes de dimensões e formas variadas e da grande diversidade de configurações de reforço possíveis de ser utilizadas. 17

56 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras Como desvantagens deste processo salientam-se as seguintes [17]: qualidade do produto acabado muito dependente do treino e conhecimento dos aplicadores; laminados de baixos teores de resina só possíveis de obter à custa da incorporação excessiva de vazios; o uso de resinas pouco viscosas, de forma a tornar o trabalho de moldagem viável, o que compromete as características mecânicas/térmicas dos produtos fabricados. Figura 2.13: Princípio de funcionamento do processo de moldagem manual (adaptado de [17]). Os produtos obtidos neste processo apresentam geralmente características mecânicas e físicas inferiores aos produtos obtidos por outros processos, devido ao cariz manual das operações, que resulta numa menor homogeneidade na espessura e na ocorrência de vazios por consolidação. Por outro lado, a resina utilizada, com viscosidade mais baixa, condiciona as propriedades mecânicas e térmicas do produto final [5]. 2.4 Perfis pultrudidos de GFRP Propriedades típicas dos perfis pultrudidos de GFRP Como referido no presente capítulo, a anisotropia dos materiais FRP e particularmente dos perfis pultrudidos de GFRP, constitui uma das principais diferenças entre estes e os materiais de construção tradicionais, como o betão ou o aço. As propriedades dos perfis de GFRP estão dependentes essencialmente das características dos seus constituintes, nomeadamente do tipo de matriz polimérica, do tipo de fibra de reforço e respectiva orientação e ainda da interacção existente entre as fibras e a matriz. Uma vez que não existe ainda uma normalização dos perfis comercializados pelos diferentes produtores e dada a possibilidade de inúmeras combinações dos factores referidos no 18

57 parágrafo anterior, não é possível definir um valor exacto para as propriedades mecânicas dos perfis de GFRP, mas sim intervalos de variação típicos [1]. Em geral, os valores de resistência e rigidez do material GFRP usado nos perfis pultrudidos encontram-se dentro dos intervalos apresentados na Tabela 2.3. Tabela 2.3: Propriedades mecânicas típicas dos perfis pultrudidos de GFRP (adaptado de [1, 17, 18]). Propriedade Resistência à tracção [MPa] Resistência à compressão [MPa] Resistência ao corte [MPa] Módulo de elasticidade [GPa] Módulo de distorção [GPa] Normas de ensaio ISO 527, ASTM D 638 ISO 14126, ASTM D 695 ISO 14129, ASTM D 3846 ISO 527, EN ISO 14129, EN Direcção paralela às fibras Direcção transversal às fibras A análise da Tabela 2.3 mostra claramente a anisotropia do material GFRP uma vez que todas as propriedades aí representadas, com excepção da resistência ao corte e do módulo de distorção, apresentam menores valores para direcção transversal do que para direcção paralela às fibras (longitudinal). No caso da resistência à tracção verifica-se um decréscimo na ordem dos 80% enquanto que na resistência à compressão esse decréscimo é de cerca de 65%. No que ao módulo de elasticidade diz respeito, este apresenta uma diferença de aproximadamente de 75%. Apresenta-se também, na Tabela 2.4, os intervalos de variação usuais para algumas propriedades físicas dos perfis de GFRP que, como é possível verificar, para estas propriedades a anisotropia do material não é tão notória como a verificada nas propriedades mecânicas, dado que as propriedades físicas, com excepção do coeficiente de dilatação térmica (que apresenta um valor cerca de 40% superior na direcção transversal), são muito idênticas em ambas as direcções. Tabela 2.4: Propriedades físicas dos perfis de GFRP (adaptado de [1, 17, 18]). Propriedade Densidade (ρ) [g/cm 3 ] Teor em fibras [%] Coeficiente de dilatação térmica (α) [K -1 ] Coeficiente de condutibilidade térmica (λ) [W/K.m] Normas de ensaio ISO 1183, ASTM D 792 ISO 1172, ASTM D 3171 ISO , ASTM D 696 ISO 22007, ASTM D 5930 Direcção paralela às fibras Direcção transversal às fibras ,20 0,58 19

58 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras Nas Figuras 2.14 a 2.17 faz-se uma comparação de algumas propriedades mecânicas dos perfis pultrudidos de GFRP produzidos pela empresa ALTO com outros materiais de utilização habitual em obras de Engenharia Civil: o aço, o alumínio, a madeira e o PVC. As designações Pul 1 e Pul 2 dizem respeito a perfis só com reforço unidireccional de fibra de vidro, e com reforço unidireccional mais manta de fibra de vidro, respectivamente. Figura 2.14: Comparação da tensão de ruptura á tracção [MPa] dos perfis de GFRP com outros materiais [25]. Figura 2.15: Comparação do módulo de elasticidade [GPa] dos perfis de GFRP com outros materiais [25]. Figura 2.16: Comparação da massa volúmica [kg/m 3 ] dos perfis de GFRP com outros materiais [25]. Figura 2.17: Comparação do coeficiente de dilatação térmica [x10-6 o C] dos perfis de GFRP com outros materiais [25]. Uma vez que o aço é o concorrente mais directo dos perfis de GFRP, a comparação entre estes dois materiais é inevitável, destacando-se as seguintes diferenças: a tensão última dos perfis de GFRP, principalmente dos perfis Pul 1, com reforço unidireccional com fibras de vidro, é consideravelmente superior à tensão última do aço; o módulo de elasticidade dos perfis de GFRP é relativamente reduzido, apresentando valores na ordem de 10 a 15 % do módulo de elasticidade do aço; os perfis de GFRP são consideravelmente mais leves que o aço (cerca de 4 vezes); o coeficiente de dilatação térmica dos perfis de GFRP é muito idêntico ao do aço. No que toca ao comportamento dos perfis de GFRP a temperaturas elevadas, verifica-se uma diminuição das suas propriedades para temperaturas superiores a 100/200 o C, a partir das quais os materiais amolecem, deformando-se e distorcendo, num processo designado por 20

59 transição vítrea. Para temperaturas na ordem de 300/500 o C a matriz orgânica sofre decomposição, libertando calor, fumo e outros gases de combustão. No entanto, contrariamente ao aço, o GFRP dada a sua menor condutividade térmica, é um bom material de isolamento, o que contribui para uma evolução mais lenta do incêndio do que aquela que ocorreria no aço. No entanto, é esse mesmo comportamento ao fogo dos perfis de GFRP que se procura estudar na presente tese, deixando-se para os próximos capítulos um maior desenvolvimento do tema Vantagens e desvantagens na utilização dos perfis de GFRP Quando comparados com os materiais tradicionais, como o aço e o betão armado, os perfis de GFRP apresentam as seguintes vantagens [1]: reduzido peso próprio; elevados rácios resistência/peso próprio e rigidez/peso próprio; elevada resistência à fadiga; elevada resistência à corrosão e durabilidade; possibilidade de produção de qualquer forma estrutural; boas propriedades de isolamento térmico e transparência electromagnética; facilidade de transporte e instalação em obra; custos de manutenção reduzidos. No entanto, os perfis de GFRP, também apresentam algumas desvantagens que condicionam a sua utilização quando comparados aos materiais tradicionais, destacando-se as seguintes [1]: módulo de elasticidade reduzido, o que confere alguma deformabilidade e susceptibilidade a fenómenos de instabilidade (local ou global), limitando o pleno aproveitamento das propriedades do material; comportamento frágil; necessidade de desenvolvimento de novas formas estruturais e sistemas de ligação adaptados às propriedades do material; o comportamento ao fogo, dada a inflamabilidade e potencial libertação de calor e fumo e, não menos importante, a degradação das propriedades mecânicas para temperaturas relativamente reduzidas; ausência de regulamentação específica; elevados custos inicias. 21

60 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras Aplicações na engenharia civil As propriedades dos perfis de GFRP, nomeadamente a sua reduzida relação peso/resistência, são responsáveis pelo interesse crescente que este material tem vindo a suscitar ao longo do tempo como material de construção. Inicialmente, a sua aplicação começou por ser não estrutural ou em estruturas secundárias, onde as suas vantagens face aos materiais tradicionais, como a leveza, a durabilidade em ambientes agressivos ou a transparência magnética eram uma mais-valia e ditaram a sua utilização em áreas como o saneamento básico, estações de tratamento de água, indústria petroquímica ou no transporte ferroviário. A indústria da pultrusão desenvolveu assim uma vasta gama de produtos tendo em vista a aplicação nas áreas referidas, nomeadamente, escadas isolantes (tipo quebra-costas) (Figura 2.18 (a)), caminhos de cabos, bancos de jardim, corrimões e guarda-corpos (Figura 2.18 (b)), gradis para pavimentos (Figura 2.18c), plataformas e passadiços e painéis de fachada (Figura 2.18 (d)) [1]. a) b) c) d) Figura 2.18: Utilização de perfis de GFRP em (a) escadas isolantes, (b) escadas com guardas, (c) gradis de pavimentos e (d) painéis de fachada [26]. No entanto, embora a aplicação dos perfis de GFRP seja maioritariamente não estrutural, nos últimos anos tem-se verificado um aumento da sua aplicação em estruturas primárias, em novos projectos inovadores que vieram dar resposta às novas necessidades da engenharia. Entre estes projectos destacam-se pontes pedonais, com o são exemplo as pontes de Kolding, Pontresina e Lleida (Figuras 2.19, 2.20 e 2.21), ou rodoviárias como é exemplo a ponte basculante de Bonds Mill (Figura 2.22). Nos edifícios, são exemplo o edifício Eyecatcher e o Novartis Campus Entrance Building (Figuras 2.23 e 2.24). 22

61 Figura 2.19: Ponte Kolding na Dinamarca [29]. Figura 2.20: Ponte Pontresina na Suíça [30]. Figura 2.21: Ponte Lleida na Catalunha [31]. Figura 2.22: Ponte basculante de Bonds Mill [12] Figura 2.23: Edificio Eyecatcher na Suíça [32]. Figura 2.24: Edifício Novartis Campus Entrance na Suíça [32]. Os exemplos referidos dizem respeito à utilização de perfis de GFRP na construção de pontes e novos edifícios. No entanto, estes perfis também têm sido utilizados na reabilitação de construções existentes, nomeadamente com o objectivo de reparação dessas mesmas construções, onde o GFRP é usado para compensar deficiências funcionais, ou para substituição de componentes estruturais degradados, repondo a resistência inicial da estrutura. Na Figura 2.25, exemplifica-se o caso da intervenção realizada no Castelo de W rlitz na Alemanha, que ilustra bem o potencial da utilização de perfis pultrudidos de GFRP neste tipo de aplicação. As vigas em madeira dos pisos do castelo apresentavam fungos de podridão em diversas zonas e dado o risco de derrocada estavam a colocar em risco os estuques e pinturas dos tectos subjacentes, com elevado valor patrimonial. Para prevenir a derrocada dos tectos, as zonas degradas do piso em madeira foram substituídas por perfis de GFRP, que foram 23

62 2. Características gerais dos materiais plásticos reforçados com fibras colados e aparafusados às zonas sãs das vigas em madeira. O uso dos perfis de GFRP teve vantagens não só durante o decurso da obra mas também na solução final obtida, destacandose o desnecessário recurso a qualquer equipamento de elevação, o reduzido acréscimo de peso próprio introduzido na estrutura e, a inexistência de pontes térmicas nas ligações às paredes. Figura 2.25: Utilização de perfis de GFRP na reabilitação de um piso degradado de madeira [21]. Em Portugal, o uso de perfis de GFRP na construção viu o seu número aumentar nos últimos anos. No entanto, a maior parte das aplicações diz respeito a elementos não estruturais ou a estruturas secundárias. Na verdade, existe já um número significativo de aplicações, referindose a título de exemplo, a estação do Rossio (Figura 2.26 a)), a cobertura do Centro Comercial Colombo (Figura 2.26 b)), o Oceanário de Lisboa (Figura 2.26 c)), uma escultura urbana no Porto (Figura 2.26 d)), e diversas estações de tratamento de águas residuais (Figura 2.26 e)). a) b) c) d) e) Figura 2.26: Exemplos de aplicação de perfis de GFRP em Portugal [33]: (a) cobertura da Estação do Rossio, (b) cobertura do Centro Comercial Colombo, (c) Oceanário de Lisboa, (d) escultura urbana no Porto, (e) estação de tratamento de águas residuais em Vilamoura [33]. 24

63 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP Neste capítulo aborda-se o comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP. Começa-se por fazer uma breve caracterização dos diferentes processos de transmissão de calor, a seguir à qual se abordam as diferentes fases de desenvolvimento de um incêndio, analisando também o comportamento do GFRP e seus constituintes quando sujeitos a temperaturas elevadas. Faz-se também uma análise da influência da temperatura nas propriedades mecânicas do GFRP, e por fim descrevem-se alguns modelos matemáticos propostos por diferentes autores, bem como um modelo proposto no presente trabalho, que servirão depois para modelar os valores experimentais obtidos para essas propriedades na campanha de ensaios realizada. 3.1 Formas de transmissão de calor A transferência de calor pode ser definida como a transmissão de energia térmica de uma região para outra, de um meio sólido, líquido ou gasoso, devido à existência de uma variação de temperatura, podendo essa transferência processar-se de três maneiras diferentes [34]: condução modo de transmissão típico dos materiais sólidos; convecção modo corrente de transmissão no interior de um fluido ou entre este e uma superfície sólida; radiação modo de transmissão que, ao contrário dos anteriores, não necessita de qualquer suporte material, e que ocorre entre todos os materiais em qualquer fase (sólida, líquida ou gasosa). Na realidade, a distribuição de temperatura num sistema é, na sua grande maioria, controlada pelos efeitos combinados dos três modos de transmissão de calor. 25

64 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP Condução térmica A transferência de calor por condução térmica ocorre ao nível da actividade atómica e molecular, devendo-se essa transferência à interacção dessas partículas e no sentido das mais energéticas para as menos energéticas. Assim, a transmissão de calor por condução ocorre de um ponto de um corpo para outro, ou de um corpo para outro só devido ao contacto entre si, sem que se verifique emissão de radiação. É correntemente aceite que este modo de transmissão está intimamente associada à energia interna da matéria, ou seja, à orientação e movimento das moléculas e átomos dentro do corpo. Esta energia depende da temperatura absoluta, sendo que as colisões moleculares transferem parte desta energia para regiões adjacentes com mais baixos níveis energéticos e, consequentemente, a temperatura inferior [34]. Este mecanismo de transferência pode ser explicado de forma simplificada com base em conceitos da termodinâmica. Considerando-se então duas superfícies a temperaturas diferentes preenchidas com um gás e admitindo que não existe movimento de massa, tal como se representa no esquema da Figura 3.1, a temperatura em qualquer ponto está associada à energia das moléculas na vizinhança, manifestando-se em movimentos de translação, rotação e vibração que levam a que as moléculas tanto do plano de cima como do plano de baixo cruzem constantemente o plano hipotético definido em x 0 devido ao seu movimento aleatório. Visto que as moléculas de cima estão a uma temperatura superior, a transferência de energia ocorrerá no sentido positivo do eixo, ou seja, no sentido da menor temperatura [33]. Figura 3.1: Transferência de calor por condução com difusão de energia devido à actividade molecular [33]. Figura 3.2: Condução de calor unidimensional [34]. Estudos experimentais sugerem que a transmissão de calor por este processo é proporcional aos gradientes de temperatura que ocorrem no meio sólido, sendo traduzida matematicamente pela conhecida lei de Fourier. Esta lei, para o caso mais simples de condução unidimensional (Figura 3.2) e para um valor de Δx infinitesimal, toma a seguinte forma diferencial: (3.1) 26

65 em que, - representa o fluxo de calor que atravessa a placa ( por unidade de área (W/m 2. o C); - condutibilidade térmica do material (W/m. o C); - gradiente de temperatura ( o C/m); - temperatura ( o C). A existência do sinal negativo na equação 3.1 deve-se ao sentido do fluxo de calor, que toma o sentido positivo do eixo coordenado quando o gradiente de temperatura é negativo (Figura 3.2). Para o caso representado na Figura 3.2, quando a distribuição de temperaturas for linear, o gradiente de temperatura ( ) pode ser expresso da seguinte forma: (3.2) em que, - temperaturas da superfície do elemento ( o C); - espessura da parede (m). Assim, de forma simplificada, a equação que fornece o fluxo de calor que atravessa o elemento da Figura 3.2 é expressa por: (3.3) Pode-se então concluir que, para as mesmas condições de temperatura e para diferentes materiais, o fluxo de calor que atravessa um elemento é tanto menor quanto menor for a condutibilidade térmica do material que constitui o elemento atravessado. O valor da condutibilidade característica de cada material, depende da fase em que este se encontra, do seu peso específico, da porosidade, da humidade, da temperatura, entre outros Convecção O processo de transferência de calor por convecção engloba dois mecanismos, a transferência de energia provocada pelo movimento global do fluido e a transferência de energia provocada pelo movimento aleatório de moléculas (difusão). O movimento global do fluido ocorre com o movimento de um grande número de moléculas em conjunto e de forma aleatória, que na presença de um gradiente térmico induz a transferência de calor [33]. 27

66 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP Se o movimento for devido apenas a diferenças de pressão originadas por gradientes térmicos, o fenómeno de convecção toma a designação de convecção natural. No entanto, se essas diferenças de pressão forem impostas por causas externas, como por exemplo um ventilador (no caso de um fluido gasoso), ou uma bomba (no caso de um líquido), então a convecção dizse forçada [34]. Tal como se referiu no início do capítulo, a convecção é um modo corrente de transmissão no interior de um fluido, ou entre este e uma superfície sólida aquando da existência de gradientes térmicos. A Figura 3.3 representa o escoamento de um fluído sobre uma superfície aquecida, onde a interacção fluído-superfície tem como consequência o desenvolvimento de uma camada de fluido com uma distribuição de velocidades de escoamento do fluxo u(y), com valores entre 0 (junto à superfície) e um valor infinito, designando-se esta camada por camada limite hidrodinâmica ou de velocidade. As temperaturas do fluido variam de T s em y=0 (junto à superfície) a T na zona exterior do fluxo de escoamento. Esta região designada por camada limite térmica, pode ser mais pequena, maior ou do mesmo tamanho que a camada onde varia a velocidade. Em qualquer caso, se T s > T, ocorrerá a transferência de calor por convecção entre a superfície e o fluxo de fluído [33]. Figura 3.3: Desenvolvimento da camada limite na transferência de calor por convecção (adaptado de [33]). É no interior da camada limite térmica que ocorre o movimento molecular aleatório e o movimento global do fluido. O movimento molecular aleatório é sentido com maior intensidade na vizinhança da superfície, onde a velocidade do fluido é mais reduzida. Na superfície (y=0), uma vez que a velocidade de escoamento é nula, o calor apenas é transmitido pelo movimento molecular [33]. O fluxo de calor entre a superfície e o fluido pode ser descrito por uma equação conhecida como lei do arrefecimento de Newton: em que: q fluxo de calor por convecção (W/m 2 ); h coeficiente de transferência de calor por convecção (W/m 2o C); (3.4) 28

67 T s temperatura da superfície ( o C); T - temperatura do fluido ( o C). A grande dificuldade de simplificar o fenómeno de convecção na equação descrita, está na determinação do valor do coeficiente de convecção, dado que este depende de vários parâmetros, como as condições da camada limite, as características que influenciam a geometria da superfície, a natureza do movimento do fluido e as suas propriedades termodinâmicas [33] Radiação Qualquer material, independentemente do seu estado (sólido, gasoso ou líquido), emite e absorve radiações electromagnéticas de variados comprimentos de onda, com uma intensidade que é função da temperatura absoluta a que se encontra. Esta forma de transmissão é designada por radiação térmica e enquanto que na transferência de calor por condução ou convecção é indispensável a presença de um meio material, na radiação não é necessário qualquer meio, o que resulta num modo de transferência muito eficiente no vácuo [33]. Designa-se por corpo negro, um corpo que por um lado absorve toda a radiação que nele incide e, por outro, radia com intensidade igual em todas as direcções. Segundo a lei de Stefan e Boltzman, a energia total emitida por este corpo está relacionada com a sua temperatura absoluta, e obedece à seguinte expressão [34]: em que: Q n fluxo de calor (W); A área do corpo (m 2 ); σ constante de Stefan-Boltzmann ( T Temperatura absoluta do corpo ( o C); No entanto, no caso de um corpo real, corpo não negro, o seu poder radiante é inferior ao corpo negro (para a mesma temperatura e comprimento de onda) e ao contrário do que acontece neste, a intensidade de radiação é também função da direcção em que é emitida (e não apenas do comprimento de onda). Designa-se por emissividade a propriedade que traduz a relação entre a energia efectivamente emitida pelo corpo (superfície) e o valor máximo correspondente ao comportamento do corpo negro, ou seja: (3.5) (3.6) 29

68 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP O valor da emissividade situa-se no intervalo, devendo-se notar que é uma propriedade em geral função da direcção e do comprimento de onda da radiação [34]. 3.2 Desenvolvimento de um incêndio Uma vez que com o presente estudo se procurou caracterizar o comportamento mecânico a temperaturas elevadas de perfis de GFRP, é pertinente descrever ainda que sumariamente o fenómeno incêndio e a sua dinâmica. Refere-se que os mecanismos de combustão e a dinâmica do fogo são fenómenos complexos e que vão além do âmbito da presente dissertação. A combustão é uma sequência de reacções químicas exotérmicas entre o combustível e o oxidante, acompanhadas pela produção de calor ou calor e luz, na forma de brilho e chamas [1]. O fogo por sua vez é um fenómeno que se pode desenvolver em fases, onde se verifica o aumento de temperatura e tamanho, até por fim se extinguir [4]. Todos os compostos orgânicos, como as matrizes poliméricas que constituem o material FRP, são uma potencial fonte de combustível em caso de incêndio. Contudo, a combustão não tem início enquanto essa fonte de combustível não se combinar com o agente oxidante, normalmente o oxigénio existente no ar. É também necessária uma fonte de energia para aquecer o combustível e o oxidante até a temperatura de ignição, bem como uma fonte de ignição, como uma falha eléctrica, sobreaquecimento de equipamentos ou queima de resíduos. No entanto, mesmo que todos os elementos necessários à combustão estejam reunidos, esta só se iniciará se existirem combustível e oxidante em quantidade suficiente, bem como na forma adequada, uma vez que só os gases entram em combustão e por outro lado a energia de activação deverá ser capaz de quebrar as ligações covalentes do composto orgânico criando radicais livres que poderão reagir com o agente oxidante [1]. O início do fogo e o seu crescimento é também dependente do local onde o incêndio se desenvolve, nomeadamente se é um local aberto ou fechado, que assim permite ou não a circulação de ar que prolonga o desenvolvimento do incêndio. Por outro lado, os espaços fechados aumentam o perigo do incêndio uma vez que existe uma maior concentração de calor, fumo e gases tóxicos. A Figura 3.4 representa o esquema tipo de uma chama de um incêndio, e que pode ser dividida em três zonas [1,4]: região de chama persistente: localizada junto à base da chama, é onde grande parte do calor é gerado, devido a reacções exotérmicas dos vapores inflamáveis. Nesta zona a temperatura é aproximadamente constante num intervalo entre 830 a 900 o C para a 30

69 maioria dos tipos de combustíveis sólidos, podendo atingir 1150 a 1250 o C quando o combustível é gás natural ou hidrocarbonetos; região de chama intermitente: situada acima da zona sólida da chama, nesta região verifica-se a redução da temperatura até ao topo. A média das temperaturas nas extremidades visíveis da chama é cerca de 400 o C, podendo, no entanto, variar no intervalo de 300 a 600 o C; região de pluma térmica: localizada acima da ponta da chama, nesta zona a chama não é visível e verifica-se uma diminuição das temperaturas com a altura. A pluma térmica consiste em gases quentes, vapores e partículas de fuligem que podem ser enviadas para cima devido ao calor de convecção. Figura 3.4: Esquema tipo de uma chama de incêndio (adaptado de [1]). No que respeita ao desenvolvimento do incêndio, este ocorre em várias fases onde se verifica o aumento do seu tamanho bem como da temperatura, até finalmente se extinguir. Na Figura 3.5, encontra-se ilustrada a variação da temperatura e o desenvolvimento das diferentes fases de um incêndio num compartimento fechado [1,4]: ignição: fase em que a fonte de combustível entra em combustão; crescimento: o crescimento inicial de um incêndio dependente maioritariamente da fonte de combustível, não sendo significativamente influenciado pelos materiais combustíveis no interior do compartimento. Se existirem quantidades suficientes de combustível e oxigénio, o crescimento do incêndio provoca o incremento da temperatura no interior do compartimento, aumento que se reflecte na temperatura dos materiais existentes no seu interior, sendo no entanto a propagação do fogo ainda 31

70 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP limitada. É nesta fase que os materiais compósitos expostos ao fogo inflamam, quando a temperatura atinge 300 a 500 o C; flashover: esta fase ocorre quando o fogo está totalmente desenvolvido e todos os combustíveis no compartimento (incluindo qualquer material compósito existente) estão envolvidos no incêndio. Nesta fase, a temperatura dos gases acumulados na zona superior do compartimento excede normalmente 600 o C; incêndio totalmente desenvolvido: ocorre quando a taxa de libertação de calor bem como a temperatura do incêndio atingem o seu máximo. Nesta fase todos os materiais combustíveis no compartimento contribuem para o incêndio, sendo que tipicamente o pico de temperatura do pós-flashover é de o C, podendo em alguns casos atingir 1200 o C; declínio: esta última fase do incêndio ocorre quando o combustível e o oxigénio já foram totalmente consumidos, causando uma diminuição na temperatura do compartimento, podendo no entanto também ser induzida por sistemas de combate a incêndios como os sprinklers. Figura 3.5: Fases de crescimento de um incêndio num compartimento fechado (adaptado de [1]). O incêndio pode tornar-se um fenómeno ainda mais complexo, se envolver materiais como o GFRP, uma vez que as matrizes poliméricas e os reforços orgânicos, podem constituir uma rica fonte de combustível tendo influência significativa nas temperaturas, dimensão e distribuição da chama [1]. 32

71 3.3 Alterações termofísicas e decomposição térmica dos GFRP em situação de incêndio Decomposição térmica da matriz polimérica em situação de incêndio O processo de decomposição térmica de um material compósito FRP encontra-se esquematizado na Figura 3.6. Numa primeira fase, o fluxo de calor gerado pelo fogo é transmitido ao material FRP por radiação, que vai provocar o aumento da temperatura do mesmo desde a temperatura ambiente até à temperatura para o qual a decomposição térmica do material começa. Embora nesta fase ainda não se verifique a ocorrência de reacções químicas no material compósito, este vai sofrer algumas alterações, passando de um estado relativamente rígido e frágil para um estado viscoso e facilmente maleável (processo de transição vítrea), com efeito significativo nas suas propriedades térmicas e mecânicas [1]. Na segunda fase, quando o material atinge temperaturas de aproximadamente o C, começa a decompor-se formando gases voláteis, material carbonizado e partículas de fuligem (fumo). Os gases voláteis podem ser inflamáveis como o monóxido de carbono ou o metano, contribuindo para o desenvolvimento do incêndio, ou não inflamáveis como o dióxido de carbono ou a água [4]. Figura 3.6: Esquema dos mecanismos envolvidos na decomposição térmica de materiais compósitos (adaptado de [1]). 33

72 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP Tal como referido no capítulo 2, as resinas de poliéster são as resinas mais utilizadas na produção de materiais compósitos FRP onde se incluem os perfis pultrudidos de GFRP. Estas resinas são um exemplo comum de um sistema de resina de monómeros solventes, cuja constituição é composta pelos dois seguintes elementos [1,4]: um pré-polímero com peso molecular relativamente reduzido, com ligações duplas carbono-carbono (ou não saturadas); um monómero não saturado, como é o caso do estireno, no qual é dissolvido o prépolímero. A cura desenvolve-se através da introdução de um catalisador, de onde resulta uma rede polimérica na qual as cadeias de pré-polímeros estão ligadas por estireno. O princípio geral é esquematizado na Figura 3.7. Figura 3.7: Polimerização de um sistema monómero solvente como o poliéster (adaptado de [1]). Segundo Mouritz e Gibson [4], no início da decomposição do poliéster, as forças altamente resistentes das ligações cruzadas são quebradas, o que resulta na libertação de vários compostos voláteis de baixo peso molecular como o dióxido de carbono, o monóxido de carbono, o metano, o etileno, o propileno, a naftalina, o benzeno e o tolueno. Normalmente, quando as resinas de poliéster são expostas ao fogo, 90 a 95% da sua massa inicial é decomposta em voláteis em vez de se transformar em material carbonizado, o que justifica a sua fácil inflamação e a elevada libertação de calor do compósito de poliéster [1]. Na terceira fase, a ignição, os voláteis provenientes da decomposição do material da zona a arder difundem-se. Nesta fase, os gases inflamáveis reagem com o oxigénio, activando o processo de combustão. A ignição está dependente de diversos parâmetros como a 34

73 quantidade de oxigénio existente na atmosfera do incêndio, das propriedades químicas e físicas do polímero, da temperatura e da presença de uma fonte de ignição [1]. A combustão dos gases voláteis ocorre essencialmente na zona de chama persistente, sendo que na zona de chama intermitente esta combustão ocorre com menor intensidade, com formação de radicais livres (H. ) altamente activos que, quando combinados com oxigénio produzem radicais hidróxido (OH. ), de acordo com as seguintes reacções [1,4], (3.7) (3.8) sendo que a reacção exotérmica que liberta mais calor na região da chama é: (3.9) Os radicais livres (H. ) produzidos na reacção (3.8) e (3.9) voltam a alimentar a reacção (3.7) descrevendo-se assim um ciclo de combustão típico dos polímeros orgânicos. O ciclo termina apenas quando a fonte de combustível é extinta ou quando todo o oxigénio for consumido [4]. Como é possível observar na Figura 3.6, os produtos típicos que resultam da combustão do material FRP são o dióxido de carbono, a água, as partículas de fumo e o monóxido de carbono, que são acompanhados pela produção de calor, que pode alimentar e contribuir para o acelerar da decomposição do material. A decomposição térmica da matriz polimérica pode ocorrer na presença de oxigénio, ou em atmosfera inerte (sem presença de oxigénio), onde a decomposição se dá simplesmente devido à acção do calor. Tal como foi descrito, o oxigénio é responsável pelo acelerar do processo de decomposição da matriz polimérica, no entanto, em situações em que o laminado seja de maior espessura, apenas a região superficial se decompõe pois é a única zona onde existe a presença de oxigénio. Na verdade, nas zonas mais profundas do material, a ausência de gases voláteis provenientes da decomposição, impede a difusão do oxigénio na direcção do interior do material, desta forma o processo de decomposição no interior do material processa-se essencialmente devido à acção do calor [1], isto é, em atmosfera inerte. Os processos descritos de decomposição da matriz polimérica têm influência nas suas propriedades mecânicas. A Figura 3.8 representa os resultados de um estudo realizado por Gibson e Mouritz [4] com o objectivo de determinar a variação do módulo de elasticidade (E) das resinas de poliéster e viniléster em função da temperatura. Verifica-se que ambas as resinas têm um comportamento muito similar, no entanto, a resina de poliéster vê o seu valor de E diminuir para temperaturas ligeiramente inferiores à resina de viniléster, o que faz com que a sua temperatura de transição vítrea (T g ) seja ligeiramente inferior (80 o para a resina de poliéster contra 90 o da resina de viniléster). Em ambos os casos, as temperaturas de transição vítrea das resinas são inferiores às temperaturas de transição vítrea do material compósito ou das próprias fibras, o que tem influência no comportamento a temperaturas elevadas dos 35

74 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP materiais compósitos, nomeadamente dos perfis de GFRP utilizados no presente estudo, fabricados com resinas de poliéster. Figura 3.8: Variação do módulo de elasticidade das resinas de poliéster e viniléster com a temperatura (adaptado de [4]) Decomposição térmica das fibras de reforço em situação de incêndio Como descrito no capítulo 2, os materiais FRP podem ser produzidos com recurso a vários tipos de fibras, sendo que as mais utilizadas são as fibras de vidro, carbono e aramida. Normalmente, as fibras são compostos inorgânicos, como é o caso das fibras de vidro e carbono, o que significa que são quimicamente inertes ao fogo e que conservam a sua estabilidade química e física a altas temperaturas [1,4]. No entanto, existem excepções como o caso da aramida, que é um composto orgânico e que assim apresenta um pior comportamento a temperaturas elevadas [4]. Na Figura 3.9, reportada por Bisby et al. [36], encontra-se representada a variação da resistência à tracção com a temperatura (normalizada à temperatura ambiente) das fibras de vidro, aramida e carbono. As curvas representadas na mesma figura representam o melhor ajustamento aos dados recolhidos pelo autor, com recurso à regressão dos mínimos quadrados. Como é possível observar, a resistência das fibras de carbono é totalmente insensível ao aumento de temperatura, sendo que a resistência das fibras de aramida e de vidro diminui para temperaturas elevadas. Tal como referido, as fibras de aramida são mais sensíveis à temperatura, uma vez que a sua resistência começa a diminuir para temperaturas inferiores e de forma mais rápida quando comparada à resistência das fibras de vidro. 36

75 Figura 3.9: Variação da resistência à tracção com a temperatura para as fibras de vidro, aramida e carbono (adaptado de [36]). A par de Bisby et al. [36], outros autores como Feih et al. [37, 38], desenvolveram estudos com vista à caracterização da resistência das fibras quando sujeitas a temperaturas elevadas. Feih et al. [37,38], examinou o efeito da temperatura e do tempo de aquecimento na resistência à tracção das fibras de vidro, do tipo E, para um intervalo de temperaturas entre 100 o C e 650 o C e tempos de aquecimento de 5 a 120 min. Nas figuras 3.10 e 3.11 encontram-se representadas as curvas tensão-deformação e a variação da resistência (normalizada à temperatura ambiente) com o tempo, respectivamente, obtidas pelos autores. É possível verificar que, ao contrário da resistência, a rigidez elástica não é afectada pelo aquecimento. No entanto, inesperadamente, mesmo quando expostas a temperaturas moderadas, na ordem de 450 o C, temperaturas muito abaixo da temperatura de amolecimento das fibras, verifica-se uma perda significativa de resistência, perda que também é dependente do tempo uma vez que para um aquecimento de 30 min a resistência obtida é inferior em cerca de 500 MPa à resistência obtida para o aquecimento de 15 min (Figura 3.10). No entanto, segunda a figura 3.11, essa dependência do tempo tem maior notoriedade para temperaturas elevadas e tende a estabilizar a partir dos min. Segundo Feih et al. [37,38] a redução que se verifica na resistência das fibras, deve-se ao crescimento dos defeitos superficiais destas durante o aquecimento e não a alterações na resistência do material devido às mudanças físicas na estrutura de composição das mesmas. Assim, embora as fibras de vidro, dada a sua natureza, apresentem maior resistência a temperaturas elevadas do que as resinas poliméricas, a verdade é que as suas propriedades também são afectadas pela temperatura e para temperaturas muito abaixo da temperatura de amolecimento ( o C). Uma vez que um incêndio pode atingir temperaturas na ordem de o C, conclui-se que as fibras de vidro podem também comprometer as propriedades do material compósito quando sujeito a temperaturas elevadas. 37

76 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP Figura 3.10: Curvas tensão-deformação à tracção das fibras de vidro (adaptado de [7]). Figura 3.11: Efeito do tempo de aquecimento e da temperatura na resistência à tracção das fibras de vidro (adaptado de [6]). É importante referir ainda que as fibras de vidro usadas nos materiais FRP estão normalmente revestidas com uma fina camada de agentes orgânicos, que dada a sua natureza, quando sujeitos a temperaturas elevadas se degradam e produzem voláteis inflamáveis. Esta camada tem por função a lubrificação das fibras, sendo responsável por garantir a boa aderência química entre estas e a matriz polimérica, bem como conferir resistência à abrasão, propriedades que têm de ser garantidas durante o seu processamento. Apesar do mau comportamento deste revestimento ao fogo, uma vez que se trata de uma camada muito fina (menos de 2% da massa total da fibra), a influência deste no comportamento global das fibras é praticamente nula [1,4] Fases de degradação de um laminado de GFRP em situação de incêndio Após a análise do efeito das temperaturas elevadas nas matrizes poliméricas e nas fibras que constituem os FRP, nomeadamente dos compósitos de GFRP, analisa-se agora o comportamento do material no seu todo. Estes materiais experimentam várias etapas quando submetidos ao fogo, sendo as principais: (i) o amolecimento, (ii) a degradação progressiva da matriz orgânica, (iii) a formação de uma zona carbonizada (queimada), (iv) a fissuração e, eventualmente, (v) a delaminação. No que se refere à zona carbonizada, esta forma-se aquando da exposição do material FRP ao fogo, sendo possível geralmente distinguir três zonas distintas (Figura 3.12), ao longo da profundidade do material relativamente à face exposta ao fogo [1,4]: zona carbonizada: localizada na superfície que se encontra em contacto directo com a fonte de calor, é caracterizada pela total degradação da matriz orgânica; zona parcialmente decomposta: localizada abaixa da zona carbonizada, caracteriza-se por o processo de decomposição não se encontrar totalmente completo, uma vez que a temperatura da matriz orgânica está acima da temperatura de decomposição mas 38

77 abaixo da temperatura de formação da zona carbonizada, estando assim a matriz apenas parcialmente decomposta; zona não decomposta: localizada perto da superfície oposta à zona carbonizada, nesta zona a temperatura não é suficiente para provocar a decomposição da matriz. Com o aumento do tempo de exposição ao fogo, as zonas carbonizada e parcialmente decomposta movem-se progressivamente no interior do compósito na direcção da zona não decomposta até, no limite, todo o material estar carbonizado [1,4]. Figura 3.12: Diferentes níveis de danos no compósito de GFRP devido á sua exposição a temperaturas elevadas (adaptado de [1]). A formação da camada carbonizada reveste-se de grande importância no desempenho do material ao fogo, pois retarda a propagação das chamas. Polímeros com maior rendimento de carbonização como as resinas fenólicas, apresentam-se sempre menos inflamáveis, produzem menos calor com menor propagação da chama e menor produção de fumo e gases tóxicos, quando comparados com os polímeros com menores rendimentos de carbonização, nomeadamente o poliéster [1]. Assim, a zona carbonizada, dada a sua menor densidade e mais elevado índice de poros funciona como isolante térmico, uma vez que a sua condutibilidade térmica é inferior à condutibilidade térmica do material não decomposto. Uma vez que a camada carbonizada reduz a condutibilidade térmica, então a condução de calor para o material virgem diminui e assim abranda a decomposição da matriz polimérica e das fibras. Então, à medida que a camada carbonizada se torna mais espessa, a velocidade com que a reacção de decomposição progride no material ainda não decomposto diminui e, consequentemente, poderá ocorrer a auto-extinção do material compósito, caso o calor conduzido pela camada carbonizada não seja suficiente [4]. A velocidade a que ocorre a reacção de decomposição é também influenciada pela limitação do acesso de oxigénio atmosférico pela camada carbonizada à camada que está em decomposição. Para além disso, a camada carbonizada funciona também como barreira contra o fluxo de voláteis provenientes da zona de decomposição, atrasando a ignição, abrandando a propagação da chama e reduzindo a taxa de produção de calor. Por último, após a decomposição da matriz polimérica, esta camada conserva a posição das fibras, o que retém a 39

78 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP integridade estrutural dos elementos, sobretudo os que se encontram esforçados à tracção [4]. Para que a camada carbonizada contribua de forma tão benéfica para o abrandamento da propagação do fogo e diminuição da velocidade de decomposição do material não decomposto, é necessário garantir alguns aspectos, nomeadamente a boa ligação desta camada ao material subjacente, já que se tal não acontecer, pode ocorrer a delaminação da mesma expondo o material que ainda se encontra em degradação directamente ao fogo. Por outro lado, se existirem fendas em grande número na camada carbonizada, será mais fácil a libertação dos voláteis que acabam por inflamar quando em contacto com a chama [4]. Na zona que está mais exposta ao fogo, é frequente ocorrer a delaminação de camadas e a fissuração do material compósito FRP. As micro-fissuras que ocorrem nas resinas estão relacionadas com as tensões que se formam no material, devido aos diferentes coeficientes de dilatação, pois o coeficiente de dilatação térmica da matriz polimérica pode ser várias vezes mais elevado do que o das fibras de reforço. A fissuração referida pode também dever-se à pressão interna existente nos poros, devido à formação de voláteis e também à evaporação da humidade contida no interior do material [4]. A velocidade de propagação da camada carbonizada é fortemente influenciada pela orientação das fibras, em particular nas situações em que as propriedades térmicas das fibras de reforço e da matriz polimérica sejam muito diferentes. No caso das fibras de vidro, essa diferença de condutibilidade nas direcções paralela e perpendicular não se verifica, como é possível constatar na Tabela 3.1. Tabela 3.1: Condutibilidade térmica das resinas e fibras de reforço à temperatura ambiente (adaptado de [4]). k paralelo [W/m.K] k perpendicular [W/m.K] Fibra de vidro PAN baseado em fibra de carbono Fibra de aramida Resina de poliéster 0.19 Resina de viniléster 0.19 Resina epóxida 0.23 Resina fenólica Verifica-se então que a temperaturas elevadas, devido à formação da zona carbonizada o material FRP, sofre uma redução da sua densidade (ρ) e condutibilidade térmica (k). No que diz respeito á densidade, verifica-se uma ligeira redução entre a temperatura ambiente e a temperatura de decomposição da resina, devido tanto à vaporização da água existente na sua composição como à expansão térmica que se verifica. Quando a temperatura de decomposição da resina é atingida e se inicia o processo de pirólise da mesma, a densidade sofre uma queda mais acentuada em paralelo com a perda de massa [1]. Após a resina ter sido totalmente consumida, a densidade mantém-se num valor constante função da quantidade de material inorgânico (fibras) existente [39]. 40

79 No que se refere à condutibilidade térmica, verifica-se um ligeiro incremento no seu valor no início do aquecimento, associado ao comportamento da matriz polimérica [40]. Este aumento é no entanto praticamente desprezável, quando comparado à redução que esta propriedade apresenta à medida que a resina se vai decompondo e se vai formando a zona carbonizada, provocando a formação de poros no interior do material, o que resulta no incremento do isolamento térmico. Por fim, quando todo o processo de pirólise estiver concluído, a condutibilidade térmica sofre de novo um aumento, visto que a condutibilidade térmica das fibras de reforço é mais elevada do que a da resina (Tabela 3.1) [40]. 3.4 Comportamento mecânico de materiais GFRP a temperaturas elevadas O conhecimento das propriedades mecânicas de um material FRP a temperaturas elevadas, como de qualquer outro material usado na construção, reveste-se de grande importância uma vez que permite prever o comportamento desses mesmos materiais em situação de incêndio, para assim minimizar ou mesmo evitar possíveis danos para pessoas e bens. No entanto, têm sido publicados poucos estudos sobre a degradação mecânica de materiais FRP a temperaturas elevadas. Tal pode dever-se ao facto da realização de ensaios a temperaturas elevadas envolver uma série de dificuldades práticas, nomeadamente o número limitado de fornos de ensaio existentes no mercado, problemas na aderência das garras dos equipamentos de ensaio com os provetes devido ao amolecimento da resina (em ensaios de tracção), problemas com a restrição do desalinhamento dos provetes e na selecção adequada dos sistemas de suporte para o caso dos ensaios de compressão, entre outros. Dos estudos publicados, destacam-se os realizados por Springer nos anos 80 [41], por Mcmanus et al. nos anos 90 [42,43] e, mais recentemente, os estudos de Gibson et al. em 2004 [44], Mahieux e Reifsnider [45] e Gu e Asaro em 2005 [46], tendo cada um dos autores aplicado diferentes tipos de funções analíticas para representar os dados obtidos nos ensaios experimentais. Refere-se também os estudos realizados por Feih et al. [47], onde os autores ensaiaram a resistência à tracção e compressão de um material constituído por camadas alternadas de fibras de vidro-e, longitudinalmente orientadas e embebidas numa matriz de resina viniléster, num intervalo de temperaturas entre 20 o C e 300 o C. Na Figura 3.13, está representado o efeito da temperatura na resistência à tracção dos provetes contendo apenas (i) resina de viniléster, (ii) fibras e (iii) mantas de fibras de vidro, normalizada em relação à resistência obtida a temperatura ambiente. Tal como referido em a resistência à tracção da resina decresceu rapidamente no intervalo de temperaturas de 75 o C a 125 o C. Por sua vez, a resistência à tracção das fibras e das mantas decresce de forma gradual com o aumento da temperatura até 600 o C, temperatura em que tal como já tinha sido referido em as fibras apresentam resistências 41

80 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP residuais muito reduzidas. Na mesma figura, também é possível notar que não existe diferença significativa entre as resistências normalizadas das fibras e das mantas. Figura 3.13: Resistência à tracção a temperaturas elevadas de resina de viniléster, fibras e mantas de fibras de vidro (adaptado de [47]). Mouritz e Gibson, apresentaram em [4] um estudo que teve como objectivo avaliar a resistência à tracção de compósitos com resina de viniléster, poliéster e polipropileno, sujeitos a um fluxo de calor de 75 kw/m 2, proveniente de um queimador a gás e em apenas uma das faces dos provetes ensaiados. Os resultados obtidos, representados na Figura 3.14, mostram que a resistência diminui acentuadamente sob efeito da temperatura. Segundo os autores, a redução ocorrida na resistência deve-se à perda da acção de compósito, que assegura a distribuição da tensão de forma homogénea pelas fibras, ainda que possa ocorrer alguma ondulação ou desalinhamento das mesmas. Este mecanismo de funcionamento garante que abaixo da temperatura de transição vítrea as fibras tendem a romper para um mesmo nível de tensão, sendo que quando a matriz deixa de contribuir para a distribuição de esforços pelas fibras, as ondulações e desalinhamentos que daí decorrem podem levar a que as fibras rompam para diferentes níveis de tensão, e consequente a uma perda de eficácia global. Figura 3.14: Resistência à tracção a temperaturas elevadas de laminados de vidro/viniléster, vidro/poliéster e vidro/polipropileno (adaptado de [4]) 42

81 Bai e Keller [48] estudaram também a resistência à tracção e ao corte de provetes de GFRP para diferentes temperaturas. Os provetes usados, dois por cada série de temperaturas, tinham 400 mm de comprimento 20 mm de largura 10 mm de espessura, sendo que após a temperatura objectivo ser atingida (entre 20 o C e 220 o C), foram carregados mecanicamente a uma taxa de deslocamento de 2 mm/min. Na Figura 3.15 encontram-se representadas as curvas força-deslocamento em tracção obtidas por Bai e Keller para todas as temperaturas ensaiadas. É possível verificar que até uma temperatura de cerca de 100 o C os provetes (que exibiram uma rotura à tracção (Figura 3.16)) apresentaram um comportamento quase linear até à rotura (apenas 16% da perda de rigidez em média), que ocorreu de forma frágil com uma redução rápida da força aplicada. Por outro lado, para temperaturas iguais ou superiores a 140 o C, os provetes (que exibiram roturas na zona das garras (Figura 3.16 e 3.17) apresentaram uma resposta bastante mais não-linear e um comportamento pós-rotura menos frágil, com uma redução mais gradual da força aplicada. Nestes ensaios, os autores verificaram a existência de um pequeno decréscimo da carga última (inferior a 18%) quando a temperatura aumentou de 20 o C para 100 o C, isto é, no intervalo dominado pelo modo de rotura pelas fibras. Para temperaturas mais elevadas, a carga última decresceu de forma mais rápida no intervalo dominado pelo modo de rotura por corte, sendo que a partir daí começou a estabilizar até à temperatura de 220 o C, num valor muito reduzido (cerca de 21% do valor a 20 o C). Figura 3.15: Curvas força-deslocamento em tracção obtidas por Keller e Bai para diferentes temperaturas (adaptado de [48]) Dependendo da temperatura, a rotura dos provetes por tracção apresentou duas formas distintas (Figura 3.16). Até 100 o C, a rotura à tracção ocorreu na mecha de fios e nas mantas de fibras na região livre, enquanto para temperaturas mais elevadas essa rotura ocorreu na região de aperto das garras, por corte na interface entre camadas de fibras longitudinais e de mantas (Figura 3.17). 43

82 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP Figura 3.16: Modo de rotura à tracção obtido por Keller e Bai para diferentes temperaturas [48]. Figura 3.17: Modo de rotura pela região de aperto das garras [48]. Nos ensaios realizados ao corte (por tracção a 10 o ), as curvas forças-deslocamento obtidas pelos mesmos autores (Figura 3.18) mostram que tanto a rigidez como a carga última para aquele tipo de solicitação, decrescem com o aumento da temperatura. Para todas as temperaturas, a força diminuiu linearmente com o deslocamento na fase inicial, sendo que a não-linearidade aparece com o aumento da temperatura já perto da carga de rotura. Figura 3.18: Curvas força-deslocamento ao corte obtidas por Keller e Bai para diferentes temperaturas [48]. Figura 3.19: Modo de rotura ao corte obtido por keller e Bai para diferentes temperaturas [48]. Para os ensaios ao corte, o modo típico de rotura encontra-se representado na Figura A rotura desenvolveu-se aproximadamente com um ângulo de 10 o relativamente à direcção do comprimento dos provetes, para todas as temperaturas, ou seja, a rotura ocorreu segundo a direcção dos rovings, sem que no entanto se tenha verificado a rotura dos mesmos, dando-se essencialmente na matriz do material. Com este estudo os autores verificaram que a degradação da resistência ao corte com o aumento da temperatura é muito pronunciada até a 220 o C, onde, começa a estabilizar para aproximadamente 13,1% do valor inicial. 44

83 No que se refere à resistência à compressão, destacam-se os trabalhos de Wong et al. [49] e de Feih et al. [47]. Wong et al. [49+ ensaiou perfis de secção C (100 mm 30 mm 4 mm) no intervalo de temperaturas entre a temperatura ambiente e 250 o C. Os provetes, com 30 mm de comprimento, eram primeiramente aquecidos uniformemente a uma taxa de aquecimento de 2 o C/min até se atingir a temperatura objectivo, momento em que eram carregados até à rotura. Durante todo o ensaio os provetes encontravam-se presos nas extremidades por placas de aço com ranhuras para encaixe das mesmas nos provetes. Com estes ensaios os autores verificaram que para temperaturas mais reduzidas (20, 60 e 90 o C) a rotura dos provetes ocorria a meio comprimento dos mesmos, (Figura 3.20) sendo acompanhada de um ruído muito elevado. Para essas temperaturas, a banda de rotura a meio comprimento do provete era facilmente perceptível e, segundo os autores, confirmou o correcto modo de rotura sob compressão pura. A formação desta banda deve-se à combinação do desalinhamento com a deformação das fibras sob compressão axial. Para temperaturas superiores a 90 o C, a rotura do provete ocorreu por esmagamento devido ao amolecimento da resina. As Figuras 3.21 (a) e 3.21 (b) mostram o modo de rotura para a temperatura de 250 o C, sendo claro o amolecimento da resina e consequente desalinhamento das fibras. A resina perdeu assim a sua fragilidade, tornando-se elástica o suficiente para formar a protuberância que caracteriza este modo de rotura, o que contribuiu para a deterioração da ligação entre a mesma e as fibras, facilitando o desalinhamento e deformação das mesmas. Figura 3.20: Modo de rotura em compressão obtido por Wong et al. para a temperatura ambiente [49]. a) b) Figura 3.21: Modo de rotura em compressão obtido por Wong et al. para 250 o C: a) face exterior e b) face interior do provete [48]. 45

84 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP Na Figura 3.22, encontram-se os resultados obtidos pelos autores para a resistência à compressão do perfil de GFRP ensaiado. É possível observar que existe uma queda abrupta da resistência entre os 60 o C e 90 o C, temperaturas paras as quais se atingem valores de 63% e 31%, respectivamente, da resistência à temperatura ambiente. Para temperaturas acima de 150 o C, a resistência à compressão é cerca de 11% da resistência medida à temperatura ambiente. Por sua vez, para objectivos de comparação, a Figura 3.23 representa a variação da resistência à tracção e à compressão com a temperatura para a secção de GFRP reportada por Mouritz e Gibson em [4]. Comparando as duas propriedades é possível notar que a resistência à compressão é mais sensível ao aumento da temperatura que a resistência à tracção, uma vez que a primeira começa a decrescer para temperaturas inferiores, sendo esta perda também muito mais rápida, isto é, ocorre num menor intervalo de temperatura. Por outro lado, acima da temperatura de transição vítrea, a resistência à compressão residual é muito menor que a resistência à tracção residual. Figura 3.22: Tensão de rotura à compressão em função da temperatura para uma secção C de compósito GFRP (adaptado de *49+) Figura 3.23: Variação com a temperatura da resistências à compressão e à tracção para um perfil pultrudido de vidro/poliéster (adaptado de [4]). 46

85 Neste tipo de investigações, outro estudo típico consiste em submeter o material FRP a uma carga constante de compressão ou tracção e, simultaneamente a um fluxo de calor constante. A resistência ao fogo é então nestes casos expressa em termos de tempo de rotura, para uma dada tensão aplicada. A Figura 3.24 mostra uma comparação entre o tempo de rotura para um laminado de vidrovinilester, sujeito a um fluxo de calor de 50 kw/m 2, sob uma carga de compressão e tracção. Neste estudo, realizado por Mouritz e Gibson [4], é mostrado que o tempo de rotura em tracção é cerca de uma ordem de grandeza superior ao registado para o ensaio de compressão. A rotura para um laminado sujeito a uma carga de tracção é controlada por o amolecimento e deformação das fibras, enquanto que para uma carga de compressão o processo de rotura é fortemente influenciado pelo amolecimento da matriz [1,4]. A perda da resistência de tracção das fibras é muito mais gradual do que a perda da resistência de compressão da matriz polimérica, resultando assim num maior tempo de rotura à tracção que à compressão. Figura 3.24: Tempo de rotura para um laminado de vidro/viniléster sujeito a um fluxo de calor de 50 kw/m 2, para uma tensão de compressão e de tracção variável (adaptado de [4]). Após a análise realizada, é possível verificar que o aquecimento dos materiais FRP aquando a existência de um incêndio provoca alterações consideráveis nas suas propriedades mecânicas. Para materiais termicamente estáveis, essas alterações podem ser reversíveis até à temperatura de decomposição da resina [1]. A figura 3.25 representa a relação entre uma dada propriedade mecânica (P) de um laminado com a temperatura (considerada constante ao longo do material), até ao início do processo de transição vitrea, quando a temperatura T cr é atingida. Nesta figura, as variáveis P u e P r são valores das propriedades à temperatura ambiente (unrelaxed) e a temperatura elevadas (relaxed), respectivamente. Segundo Mouritz e Gibson [4] a curva traçada é representativa das variações sofridas pelo módulo de elasticidade (E), módulo de distorção (G) e resistência à compressão [4]. 47

86 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP Como é possível observar, o material mantém as propriedades mecânicas praticamente inalteradas para temperaturas inferiores à temperatura crítica (T cr ), a partir da qual ocorre uma diminuição acentuada das propriedades mecânicas, no intervalo da temperatura de relaxação vítrea (T g ), que marca a transição entre o comportamento mecânico característico de um vidro e o comportamento mecânico característico de um elastómero. Como foi referido anteriormente, esta redução ocorre bem entes da decomposição da resina. Na figura 3.26, T g,mech é a temperatura para a qual ocorre uma redução de 50% do valor da propriedade mecânica em questão. De acordo com Mouritz e Gibson [4] esta temperatura é normalmente cerca de 15 a 20 o C inferior à temperatura de relaxação vítrea (T g ) medida através de técnicas de ensaio térmicas, como os ensaios de calorimetria diferencial de varrimento e termogravimetria (DSC/TGA, do inglês differential scanning calorimetry e thermogravimetric analysis) ou análises mecânicas dinâmicas (DMA do inglês dynamic mechanical analysis). Figura 3.25: Representação esquemática do efeito do aquecimento nas propriedades mecânicas (adaptado [48]). Vários autores têm proposto diferentes tipos de funções (polinomiais, polinomiais normalizadas, funções baseadas na distribuição de Weibull, funções baseadas na função de erro) para descrever a variação das propriedades mecânicas de materiais FRP na região de transição. Descrevem-se no ponto seguinte alguns desses modelos, que serão posteriormente utilizados para a modelação dos dados obtidos na campanha de ensaios realizada no âmbito deste trabalho. 3.5 Modelação do comportamento mecânico do material GFRP a temperaturas elevadas Como referido, compreender o desempenho estrutural dos materiais empregues na construção quando sujeitos ao fogo, em particular dos GFRP, reveste-se de uma grande importância, pois esta é uma questão crítica de segurança, dado que a perda da sua rigidez e 48

87 resistência devido ao aumento da temperatura pode causar o colapso da estrutura de compósito e resultar na perda de vidas humanas e bens materiais. Porém, dado que num incêndio está envolvida uma gama de temperaturas relativamente alargada (até o C), a realização de ensaios experimentais com o objectivo de caracterizar o comportamento do material ao longo desse intervalo de temperaturas, traduzirse-ia num grande consumo de recursos e de tempo. Assim, o desenvolvimento de modelos que permitam caracterizar esse comportamento para diferentes temperaturas, assume uma grande importância para a aplicação dos materiais empregues na construção. Têm sido desenvolvidos vários modelos, para descrever a resposta térmica de materiais como a madeira, os aços e, recentemente, também para materiais compósitos. Todos esses modelos apresentam como princípio comum o facto de terem por base a condução de calor ao longo da espessura do material [44]. No que se refere particularmente aos materiais compósitos, existem já alguns trabalhos publicados por vários autores onde estes propõem alguns modelos, ou estudam a fiabilidade de modelos inicialmente propostos para materiais tradicionais como o aço, quando aplicados em compósitos. De entre esses trabalhos destacamse os modelos propostos por Gibson et al. [4,44], Mahieux et al. [50] e Wang et al. [51], que se baseiam no ajustamento dos modelos aos resultados experimentais obtidos. O modelo de Wang et al. foi inicialmente desenvolvido para aço, tendo o autor testado a sua fiabilidade em compósitos de CFRP, sendo nesta dissertação agora aplicado ao material GFRP. Neste trabalho também se analisará um modelo fenomenológico ou semi-empírico mais recentemente proposto por Keller e Bai [52,53]. Paralelamente ao estudo dos modelos referidos, é proposto também no presente trabalho um modelo empírico que tem por base a distribuição probabilística de Gompertz [55]. Os modelos referidos baseiam-se no facto de a maioria das resinas usadas na produção dos materiais compósitos serem amorfas e termoendurecíveis. Estas resinas, quando sujeitas a temperaturas elevadas, apenas sofrem uma única transformação antes de ocorrer a sua decomposição, a transição vítrea. É assumido que para estas resinas a variação das propriedades com a temperatura é idêntica à curva representada na Figura 3.26, sendo considerado, por conveniência, que todas as propriedades mecânicas, incluindo a resistência, podem ser ajustadas de forma similar ao módulo de elasticidade [4,44]. Descrevem-se de seguida os modelos considerados no presente estudo Modelo de Keller e Bai Segundo Keller e Bai [52,53], uma vez que para uma dada temperatura o material compósito pode ser considerado como uma mistura de diferentes estados: sólido, viscoso, amolecido e decomposto, as propriedades mecânicas a cada temperatura são resultado da contribuição de cada um desses estados. Assim, assumindo uma unidade de volume inicial de material a uma 49

88 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP temperatura específica, o volume de material para cada um dos estados referidos pode ser expresso por: ( ) (3.10) (3.11) (3.12) onde, (3.13) volume de material no estado vítreo; volume de material no estado viscoso; volume de material no estado amolecido; volume de material no estado decomposto; grau de conversão de transição vítrea; grau de conversão de amolecimento; grau de conversão de decomposição; Logo, (3.14) Assumindo que os parâmetros,, e se referem às propriedades mecânicas nos estados referidos (vítreo, viscoso, amolecido e decomposto, respectivamente), o modelo que permite obter o valor da propriedade mecânica de um material compósito em qualquer um dos estados e para qualquer temperatura é, segundo os autores, resultado da contribuição de todos os estados e traduzido pela equação 3.15 [52]: ( ) (3.15) onde, propriedade mecânica no estado vítreo; propriedade mecânica no estado viscoso; propriedade mecânica no estado amolecido; propriedade mecânica no estado decomposto; grau de conversão de transição vítrea; grau de conversão de amolecimento; grau de conversão de decomposição. Dado que não existe uma variação significativa das propriedades do estado viscoso para o estado amolecido, pode-se considerar que as propriedades nos dois estados são idênticas. Assim, a transição do estado viscoso para o estado amolecido pode ser desprezada, tomando a equação 3.15 a seguinte forma [53]: 50

89 ( ) (3.16) Assim, para a modelação das propriedades em estudo, este modelo apresenta como entradas os valores de,, e, valores obtidos dos resultados experimentais da campanha de ensaios descrita no capítulo 4, e os valores de e. O graus de conversão de transição vítrea (α g ) e de decomposição (α d ) são determinados a partir dos resultados das análises termofísicas realizadas (ver capítulo 4), com base nas teorias cinéticas descritas em [52,53]. Este modelo, tratando-se de um modelo fenomenológico, não exige um ajustamento no verdadeiro sentido do termo aos valores experimentais obtidos, tal como acontece com os modelos descritos a seguir. Ainda assim, exige uma análise cuidada em relação aos valores considerados para os parâmetros,, e, uma vez que se referem a propriedades do material numa dada fase, que muitas vezes não é claramente definida, o que exige uma análise para diferentes valores destes parâmetros, obtidos para diferentes temperaturas, tal como se descreve no capítulo 5, referente à modelação realizada Modelo de Gibson et al. Nas investigações realizadas por Gibson et al. [4,44], com o objectivo de perceber os efeitos do aumento da temperatura nas ligações intermoleculares dos materiais FRP, os autores investigaram várias equações empíricas que poderiam descrever o comportamento mecânico destes materiais, chegando à conclusão que esse comportamento pode ser bem descrito por funções baseadas na função hiperbólica da tangente, em que, [ ( )] (3.17) constante de relaxação do material; temperatura para a qual se conserva cerca de 50% do valor da propriedade em estudo à temperatura ambiente; - temperatura para a qual se pretende calcular o valor da propriedade em estudo; propriedade mecânica à temperatura ambiente (no estado vítreo); propriedade mecânica após a transição vítrea (mas antes da decomposição). Do ajuste deste modelo aos resultados experimentais obtidos, resultam os valores de k e T g.mech, sendo os valores P u e P r, os parâmetros de entrada do modelo e que dizem respeito aos valores experimentais da propriedade em estudo, medidos no estado vítreo e no estado amolecido, respectivamente. Nos modelos propostos na literatura, é frequentemente assumido que as propriedades axiais dos materiais FRP podem ser calculadas usando apenas as propriedades das fibras e 51

90 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP negligenciando a contribuição da matriz. Se tal acontecesse, uma vez que as fibras de carbono, por exemplo, retêm as suas propriedades à tracção para um amplo intervalo de temperaturas, as propriedades dos CFRP deveriam permanecer constantes com a variação da temperatura. No entanto, estudos experimentais mostram o contrário, concluindo-se que a contribuição da resina não será desprezável [4]. Assim, para além do efeito da temperatura, é também necessário ter em conta o efeito da decomposição da resina. Porém, muito pouco é conhecido sobre este efeito nas propriedades mecânicas dos FRP e, até que uma relação mais apropriada seja encontrada, é proposto por Gibson et al. [4] que a cada propriedade mecânica seja associado um factor,, que tem em conta o teor de resina residual. Assim, a equação 3.17 toma a seguinte forma: ( ( )) (3.18) Esta equação é em tudo idêntica à equação 3.17, com a excepção do parâmetro R n, que não é mais que o parâmetro, já descrito no ponto 3.5.1, elevado a um expoente n. Este expoente n tem por objectivo a distinção entre as propriedades que dependem ou não da decomposição da resina, tomando o valor 1 ou 0, consoante a propriedade em estudo dependa ou não dessa decomposição. Em investigações recentes concluiu-se que para os laminados, a dependência da resina na diminuição das propriedades de compressão é bem descrita por n=1, enquanto que para a resistência à tracção e corte se poderá considerar n= Modelo de Mahieux et al. O modelo desenvolvido por Mahieux et al. [50] tem uma base física assente nos efeitos do aumento da temperatura nas ligações intermoleculares da resina. Como referido, existem maioritariamente dois tipos de ligações nos polímeros, as ligações primárias e secundárias. Com o aumento da temperatura, as ligações primárias (que incluem as ligações covalentes) permanecem intactas desde o estado vítreo até ao estado amolecido. O polímero sofre a transição vítrea quando existe o rompimento das ligações secundárias (como as pontes de hidrogénio ou as ligações de Van der Waals) [54]. Este modelo assume que a sucessiva quebra das ligações e, portanto, o relaxamento do polímero, é descrita pela distribuição de Weibull (função tipicamente usada em estudos de fiabilidade ao longo do tempo) em função da temperatura, dando origem a uma função simples e funcional com a seguinte forma [50], [ ] (3.19) 52

91 onde, propriedade mecânica à temperatura ambiente (estado vítreo); propriedade mecânica após a transição vítrea (mas antes da decomposição); temperatura para a qual se deseja conhecer a propriedade; temperatura de relaxação; expoente de Weibull. Neste modelo, a unidade de temperatura é o Kelvin, e os parâmetros e são obtidos a partir do ajuste da equação aos resultados experimentais. Segundo estudos já realizados não só por Mahieux et al. [50] mas também por Gibson et al. [44] o valor de varia entre 15 e 21 para a maioria dos materiais poliméricos Modelo de Wang et al. Recentemente, Wang et al. [51] testou a fiabilidade de um modelo originalmente desenvolvido para metais, em laminados de CFRP e que agora é também objecto de estudo na presente dissertação. Esse modelo é expresso pela seguinte equação: * + (3.20) Nesta equação, é, tal como nos modelos anteriores, o valor da propriedade em estudo medida à temperatura ambiente e representa a temperatura para a qual se pretende conhecer a propriedade em estudo. Os parâmetros A,B,C e n são resultantes do ajustamento da equação 3.20 aos resultados experimentais. Neste modelo, o ajustamento é feito por intervalos de temperatura, com o objectivo de ajustar o melhor possível o conjunto de todos os resultados experimentais obtidos. Enquanto A diz respeito ao valor da propriedade obtida para o limite inferior de cada um dos intervalos de temperatura considerados (parâmetro B), os parâmetros C e n são obtidos do ajuste da curva aos resultados experimentais obtidos Modelo proposto na presente dissertação Como alternativa aos modelos descritos nos pontos anteriores, na presente dissertação é também proposto um novo modelo, que se baseia na distribuição estatística de Gompertz [55]: ( ) (3.21) 53

92 3. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP A escolha da distribuição proposta por Gompertz, deve-se ao facto de esta apresentar características desejáveis para um modelo de degradação, nomeadamente o seu andamento caracterizado por dois patamares, originados por assímptotas horizontais nos limites do contradomínio da curva. Estas assímptotas, no presente estudo, não são mais do que o valor da propriedade em estudo para a temperatura ambiente e para a temperatura objectivo mais elevada ensaiada, como mostra a Figura 3.26, que representa o andamento característico da curva de Gompertz, curva cujas características, são semelhantes à da curva representada na Figura 3.25, o que confirma a viabilidade deste modelo. À semelhança dos restantes modelos, os coeficientes P u e P r, dizem respeito ao valor da propriedade em estudo nos estados vítreo e amolecido, respectivamente. Os parâmetros A, B e C, são parâmetros de ajuste do modelo, onde o parâmetro A define a assìmptota superior, logo sendo igual à unidade dado que à temperatura ambiente o material conserva as suas propriedades na totalidade, e os parâmetros B e C são escalares, de valor negativo, que ajustam a equação do modelo à degradação verificada para as diferentes propriedades estudadas. Figura 3.26: Andamento geral da curva de Gompertz. 54

93 4. Programa experimental A caracterização mecânica de perfis pultrudidos de GFRP quando sujeitos a temperaturas elevadas constitui o principal objectivo da presente dissertação. Para tal, realizou-se uma campanha experimental que englobou ensaios de corte, de tracção e de compressão a temperaturas elevadas, com o objectivo de avaliar e caracterizar o comportamento do material dos perfis pultrudidos de GFRP, em termos de resistência, rigidez, módulos de elasticidade e distorção (no caso do corte) e modos de rotura. Em paralelo, com vista à aplicação dos modelos descritos no capítulo anterior, para a modelação dos valores das diferentes propriedades em estudo, realizaram-se também análises térmicas, em particular, análises mecânicas dinâmicas (DMA, do inglês dynamic mechanical analysis) e análises de calorimetria diferencial de varrimento e termogravimetria (DSC/TGA do inglês differential scanning calorimetry/ thermogravimetric analysis) com o objectivo de caracterizar as propriedades termofísicas e termomecânicas do material GFRP. No presente capítulo faz-se uma descrição dos ensaios realizados e analisam-se os resultados obtidos Materiais Na campanha experimental realizada, foi estudado o material GFRP presente nos perfis pultrudidos de chapa rectangular e I produzidos pela empresa Fiberline DK. (Figura 4.1). As chapas foram fornecidas com 6000 mm (comprimento) 500 mm (largura) 10 mm (espessura), sendo que o perfil I tinha por dimensões 120 mm (altura) 60 mm (largura) 6 mm (espessura do banzo e da alma). Qualquer um dos perfis é fabricado com fibras de vidro-e posicionadas em camadas alternadas de fibras dispostas longitudinalmente (rovings) e mantas (mats) contínuas, embebidas numa matriz de resina de poliéster. Ensaios de queima indicaram um teor inorgânico (em peso) de 70% para a chapa e 69% para o perfil I. 55

94 4. Programa experimental a) b) Figura 4.1: Perfis de chapa (a) e "I" (b) usados na campanha experimental realizada. 4.2 Ensaios termofísicos Objectivos Como se referiu, tendo em vista a modelação das propriedades estudadas nos ensaios de caracterização mecânica realizados, foram também investigadas, paralelamente a estes ensaios, as propriedades termomecânicas e térmicas do material pultrudido GFRP. Para isso, foram realizadas análises mecânicas dinâmicas (DMA) desenvolvidas no Departamento de Engenharia de Materiais do IST de acordo com a norma ISO 6721 [56], e análises termogravimétricas (TGA) e de calorimetria diferencial de varrimento (DSC), realizadas no departamento de Engenharia Química e Biológica do IST, de acordo com a norma ISO [57]. A análise realizada, cujos procedimentos e resultados agora se descrevem, foi ao encontro do objectivo inicial de caracterizar o material GFRP, pois permitiu determinar as suas temperaturas de transição vítrea ( ) e de decomposição ( ), bem como os parâmetros de modelação, grau de transição vítrea ( ) e grau de decomposição ( ) Ensaios mecânicos dinâmicos (DMA) Material e preparação dos provetes Nos ensaios mecânicos dinâmicos (DMA) realizados, foram ensaiados provetes obtidos do perfil I. Dadas as reduzidas dimensões destes provetes: 40 mm (comprimento, direcção de pultrusão) 15 mm (largura) 3 mm (espessura), na sua preparação, os elementos cortados do perfil I foram lixados numa lixadeira rotativa Buehler Metaserv (Figuras 4.2 e 4.3), até se obterem as dimensões requeridas (Figura 4.4). 56

95 Figura 4.2: Lixadeira rotativa Buehler Metaserv usada na preparação dos provetes ensaiados nas análises de DMA e DSC/TGA. Figura 4.3: Processo de lixagem dos provetes. Figura 4.4: Provete usado na análise de DMA (esquerda), provete com lixagem intermédia (centro) e elemento cortado do perfil de GFRP (direita) Objectivos e princípios Os ensaios de DMA foram realizados com o objectivo de determinar a temperatura de transição vítrea ( ) do GFRP, que, como se referiu, marca a transição de um estado vítreo para um estado viscoso (de borracha), e está associado a uma considerável redução das propriedades mecânicas do material. Os materiais poliméricos como o GFRP, usualmente, apresentam um comportamento viscoelástico. Quando sujeitos a uma carga mecânica, a deformação é composta por uma parte elástica e por uma parte não elástica ou viscosa. Nos ensaios de DMA, os provetes são sujeitos a uma oscilação mecânica sinusoidal a uma frequência fixa, enquanto a temperatura aumenta a uma taxa constante, medindo-se ao longo do ensaio a amplitude para a carga e ciclos de deformação e o ângulo de fase entre esses ciclos. Devido ao comportamento viscoelástico do material, as curvas tensão-tempo (σ-t) e deformação-tempo (ε-t) apresentam um desfasamento temporal devido ao atraso na resposta de deformação do material (Figura 4.5). Quando ambas as curvas estão sobrepostas, as áreas dentro da sobreposição representa a contribuição elástica para a rigidez ou o módulo de armazenamento (do inglês, storage modulus),, que mede a elasticidade do material, isto é, a capacidade deste para armazenar energia. As áreas fora da sobreposição, representam a contribuição viscosa da deformação ou o módulo de perda (do inglês, loss modulus),, que mede a capacidade do material para dissipar energia, perdida como calor. O ângulo de fase (δ) pode ser definido pela diferença de fases entre a tensão dinâmica e a deformação dinâmica (Figuras 4.5). Este ângulo toma o valor de 0 o para materiais elásticos puros e de 90 o para materiais viscosos puros, com os polímeros a exibirem um comportamento intermédio entre estas duas fases (Figura 4.6). A tangente deste ângulo, tan(δ), ou factor de perda (do inglês, loss factor), é igual ao quociente entre o módulo de perda ( ) e o módulo de armazenameto ( ), tan(δ)=e /E, e é muitas vezes usado como medida do amortecimento [1]. 57

96 4. Programa experimental Figura 4.5: Desvio temporal das curvas tensãotempo e deformação-tempo de um polímero (adaptado de [58]). Figura 4.6: Ângulo de fase de um material elástico puro e de um material viscoso puro (adaptado de [59]). A determinação da temperatura de transição vítrea a partir dos ensaios de DMA é possível uma vez que os valores do módulo de armazenamento, do módulo de perda e do factor de perda variam significativamente com a temperatura durante o processo transição vítrea. No caso do módulo de armazenamento, essa variação ocorre na forma de uma queda acentuada, enquanto que o módulo de perda e o factor de perda apresentam um pico significativo. Estas variações ocorrem para temperaturas diferentes, com o factor de perda a apresentar um limite superior da temperatura de transição vítrea, o módulo de armazenamento um limite inferior e o módulo de perda a situar-se a meio termo dos anteriores. A temperatura de transição vítrea determinada pelo DMA depende também da taxa de aquecimento e da frequência de oscilação, sendo os maiores valores de temperatura obtidos para maiores valores destes parâmetros. A norma ISO 6721 [56] não especifica que curvas devem ser consideradas para estimar a temperatura de transição vítrea, mas a norma ASTM E1640 [60], de forma conservativa, especifica que a temperatura de transição vítrea deve ser obtida a partir da curva do módulo de armazenamento tal como é representado na Figura 4.7, mas permitindo também, que o intervalo de transição vítrea seja determinado considerando os picos das curvas do módulo de perda e do factor de perda para uma taxa de aquecimento de 1 o C/min e uma frequência de 1 Hz [1]. Figura 4.7: Determinação da temperatura de transição vítrea a partir da curva do módulo de armazenamento, E, de acordo com a norma ASTM E1640 *60+. Para além do referido, a temperatura de transição vítrea depende também do tipo de carregamento (tracção, compressão, corte, flexão ou torção), uma vez que a resposta mecânica do compósito depende mais das propriedades do polímero para alguns tipos de carga (corte e torção), e menos para outros (tracção e flexão) [1]. 58

97 Procedimento experimental Os ensaios de DMA foram realizados num equipamento de análise mecânica-dinâmica Q800 da TA Instruments (Figura 4.8), do departamento de Engenharia de Materiais do IST. Este equipamento tem uma capacidade de carga de 18 N, medida com uma resolução de N. Os deslocamentos são medidos com um codificador de elevada resolução, que é baseado em padrões de difracção de luz através de grelhas, permitindo uma resolução de m. O equipamento dispõe de uma grande variedade de elementos de fixação, que permitem múltiplos modos de deformação. Nos ensaios realizados usou-se o esquema de flexão com encastramento simples (Figura 4.9), no qual o provete é fixo numa das suas extremidades e a força de oscilação requerida é aplicada na extremidade contrária. Nestes ensaios, o provete pode-se mover sem fricção devido ao fluxo de ar pressurizado. Os ensaios foram realizados para seis taxas de aquecimento diferentes (0.5 o C/min, 1 o C/min, 2 o C/min, 4 o C/min, 6 o C/min e 8 o C/min), para as quais foi ensaiado um provete por cada taxa, em quatro frequências de oscilação dinâmicas (f 1 = 1 Hz, f 2 = 3 Hz, f 3 = 5 Hz e f 4 = 10 Hz) e para um intervalo de temperatura de 30 o C a 250 o C (temperatura superior à de transição vítrea (estimada), mas inferior à temperatura de decomposição). Figura 4.8: Equipamento de análise mecânica-dinâmica. Figura 4.9: Configuração da análise DMA com encastramento simples Resultados e discussão Nas Figuras 4.10 a 4.15, encontram-se representadas as curvas de variação do módulo de armazenamento ( ), módulo de perda ( e factor de perda (tan(δ)), obtidas da análise de DMA realizada para as diferentes taxas de aquecimento estudadas. Pode-se verificar que, tal como era esperado, para todas as frequências ocorrem consideráveis picos nas curvas do módulo de perda e do factor de perda e consideráveis quedas nas curvas do módulo de armazenamento, permitindo, assim, a determinação da temperatura de transição vítrea referente a cada uma das curvas. Esses valores encontram-se na Tabela 4.1, para todas as taxas de aquecimento estudadas e para a frequência de 1Hz (frequência especificada na norma ASTM E1640 [60]). 59

98 4. Programa experimental Figura 4.10: Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 0.5 o C/min: variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. Figura 4.11: Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 1 o C/min: curvas de variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. Figura 4.12: Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 2 o C/min: curvas de variação do módulo e armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. Figura 4.13: Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 4 o C/min: curvas de variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. Figura 4.14: Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 6 o C/min: curvas de variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. Figura 4.15: Resultados da análise DMA para a taxa de aquecimento de 8 o C/min: curvas de variação do módulo de armazenamento (E ), módulo de perda (E ) e factor de perda (tan(δ)) em função da temperatura, para diferentes frequências de oscilação. 60

99 Tabela 4.1: Temperaturas de transição vítrea obtidas das diferentes curvas de DMA para a frequência de 1 Hz. Taxa de aquecimento [ o C/min] [ o C] E' E'' tan(δ) Tal como referido, é notório um aumento da temperatura de transição vítrea ( ) com a taxa de aquecimento, dado que se verifica um aumento dessa temperatura das taxas de aquecimento mais reduzidas para as taxas de aquecimento mais elevadas que foram ensaiadas. No entanto, contrariamente ao esperado, existem algumas excepções, nomeadamente as taxas de aquecimento de 1 o C/min e 2 o C/min, para as quais se obtiverem temperaturas de transição vítrea que não obedecem ao padrão de variação esperado. Tais excepções podem dever-se a erros cometidos nestes ensaios, nomeadamente a falta ou excesso de aperto dos provetes ao suporte do equipamento de ensaio, ou, poderão também dever-se a possíveis variações do teor de resina entre provetes, que acabaram por influenciar os resultados obtidos. Também pelos resultados obtidos, é possível verificar que os maiores valores de são obtidos do pico da curva do factor de perda ( ), valores que definem o valor mais alto do intervalo de temperaturas em que ocorre o processo de transição vítrea. Por outro lado, os valores mais reduzidos são os valores obtidos da curva do módulo de armazenamento ( ) com o método geométrico referido antes, definindo assim estes valores o menor extremo do intervalo de transição vítrea. Assim, tendo em conta o que foi referido, a transição vítrea não corresponde a uma fase de transição, mas sim a um processo de amolecimento que ocorre ao longo de uma faixa de temperatura, o que torna difícil a definição de um único valor de temperatura para definir esse processo. Ainda assim, tendo em conta o especificado na ASTM E1640 [60], que define que o valor de deve ser obtido das curvas do módulo de armazenamento para a taxa de aquecimento de 1 o C/min e para a frequência de 1 Hz, obtémse um igual a 67.8 o C, o que é um valor conservativo. Para efeitos de modelação, foram considerados os resultados de DMA obtidos para as taxas de aquecimento de 6 o C/min e 8 o C/min, por serem aquelas que mais se aproximam das taxas de aquecimento usadas nos ensaios mecânicos. Assim, tendo em conta os resultados obtidos para as taxas de aquecimento referidas, o processo de transição vítrea ocorre para o intervalo de temperaturas de 85.2 o C a o C, valores obtidos das curvas do módulo de armazenamento (6 o C/min) e do factor de perda (8 o C/min), respectivamente. 61

100 4. Programa experimental Por fim, os valores do módulo de armazenamento, E, foram usados para o cálculo do grau de transição vítrea ( ) com a equação 4.1 [52], tendo-se obtida a curva representada na figura 4.16 que traduz a variação deste parâmetro com a temperatura. Por sua vez, esses valores foram usados na modelação realizada com o modelo proposto por Keller e Bai (equação 3.16), no intervalo de temperaturas objectivo dos ensaios mecânicos realizados. onde: ( ) (4.1) ΔE(T) variação do módulo de armazenamento à temperatura T; ΔE final variação total do módulo de armazenamento no intervalo de temperaturas ensaiadas; valor do módulo de armazenamento no estado vítreo; - valor do módulo de armazenamento no estado amolecido; E valor do módulo de armazenamento à temperatura T; Figura 4.16: Variação do grau de transição vítrea ( ) com a temperatura, em atmosfera de ar e para as taxas de aquecimento de 6 e 8 o C/min Análise termogravimétrica (TGA) e de calorimetria diferencial de varrimento (DSC) Material e preparação dos provetes Na análise DSC/TGA, foram usados provetes obtidos do perfil de chapa, já caracterizado na secção 4.1. Estes provetes tinham uma forma próxima da paralelepipédica (Figura 4.17) e dada a sua reduzida massa, de aproximadamente 10 mg, à semelhança do que foi feito na preparação dos provetes usados na análise DMA, também nestes ensaios os elementos 62

101 cortados do perfil foram lixados de forma a ser possível obter a dimensão requerida dos provetes. Provete Figura 4.17: Provete ensaiado nas análises DSC/TGA Objectivos e princípios A análise termogravimétrica (TGA) e de calorimetria diferencial de varrimento (DSC) foi realizada com o intuito de obter a variação da massa e as alterações na energia, sofridas pelo material em função da temperatura e do tempo. Se a análise TGA mede a variação da massa do provete, a análise DSC mede as alterações de energia sofridas pelo material, em função da temperatura e do tempo. No forno usado nesta análise são introduzidos um provete de ensaio e um provete de referência, sendo o segundo termicamente inactivo na faixa de temperatura e tempo de interesse, e cujas propriedades térmicas são suficientemente homogéneas e bem estabilizadas para serem usadas para calibrar o equipamento [1]. Ambos os provetes são colocados sobre uma base de metal altamente condutora, a platina, sendo então o forno aquecido a uma taxa controlada, com um fluxo de gás (ar ou nitrogénio) também controlado. Durante os testes, a massa do provete é continuamente monitorizada, bem como a diferença entre o fluxo de calor no provete de teste e no provete de referência. Nestes ensaios, a temperatura no interior do forno é homogénea, com iguais fluxos de calor a serem fornecidos a ambos os provetes. Se a capacidade térmica da referência e do provete diferirem entre si, ou se o provete demonstra alterações na absorção de calor ou perda devido a reacções ou transições, a consequente diferença no fluxo de calor causa gradientes térmicos que são registados pelo equipamento, como picos exotérmicos ou endotérmicos. A Figura 4.18 esquematiza os elementos mais importantes do interior do forno do equipamento usado nas análises referidas. Assim, no que diz respeito ao GFRP, as análises DSC/TGA permitem determinar a temperatura de decomposição ( ), a partir da diminuição da massa à medida que a temperatura se aproxima da temperatura de decomposição. 63

102 4. Programa experimental Figura 4.18: Esquema de funcionamento do forno do equipamento de uma análise DSC/TGA (adaptado de [61]). A Figura 4.19 mostra a curva típica massa-temperautra para um compósito polimérico reforçado com fibras, obtida de uma análise DSC/TGA. Esta curva ilustra o processo de decomposição do polímero, sendo distinguíveis cinco pontos: a temperatura inicial ( ), a temperatura inicial extrapolada ( ), a temperatura intermédia ( ), a temperatura final extrapolada ( ) e a temperatura final ( ). Embora a temperatura de decomposição não seja claramente definida nas normas existentes, é normal considerar-se essa temperatura igual à temperatura intermédia da curva da variação da massa ( ) [1]. Figura 4.19: Curva massa-temperatura típica de um polímero reforçado com fibras (adaptado de [1]) Procedimento de ensaio Os ensaios TGA/DSC foram realizados num calorímetro diferencial de varrimento SDT2960 Simultaneous da TA Instruments do Departamento de Engenharia Química do IST (Figura 4.20). Os provetes (Figura 4.23) foram introduzidos no interior do forno do calorímetro num cadinho de platina (figura 4.21 e 4.22) e a análise decorreu da temperatura ambiente (cerca de 25 o C) 64

103 até 600 o C, numa atmosfera de ar e de nitrogénio, para as taxas de aquecimento de 5 o C/min, 10 o C/min, 15 o C/min e 20 o C/min. O tempo, a temperatura, a massa dos provetes e o fluxo de calor foram medidos e registados ao longo dos ensaios. Figura 4.20: Equipamento para análises DSC/TGA. Figura 4.21: Interior do forno do equipamento de análises DSC/TGA, com os elementos de suporte do provete e da referência. Figura 4.22: Cadinhos de platina para suporte dos provetes. Figura 4.23: Pormenor do provete colocado no cadinho de platina Resultados e discussão Como referido, da análise DSC/TGA realizada foram obtidas as variações da massa e de fluxo de calor, sofridas pelos provetes de GFRP em função da temperatura. Nas Figuras 4.24 a 4.31, encontram-se representadas as curvas obtidas da variação desses parâmetros com a temperatura, para cada uma das atmosferas e taxas de aquecimento consideradas. 65

104 4. Programa experimental Figura 4.24: Curvas da variação da massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 5 o C/min. Figura 4.25: Variação do rácio fluxo de calor/massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 5 o C/min. Figura 4.26: Curvas da variação da massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 10 o C/min. Figura 4.27: Variação do rácio fluxo de calor/massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 10 o C/min. Figura 4.28: Curvas da variação da massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 15 o C/min. Figura 4.29: Variação do rácio fluxo de calor/massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 15 o C/min. 66

105 Figura 4.30: Curvas da variação da massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 20 o C/min. Figura 4.31: Variação do rácio fluxo de calor/massa com a temperatura em atmosfera de ar e nitrogénio, para a taxa de aquecimento de 20 o C/min. Da análise das curvas perda de massa-temperatura obtidas, é possível verificar que a curva associada à atmosfera de ar apresenta duas inflexões. Estas inflexões estão associadas ao processo de decomposição da matriz polimérica, e, tal como é possível verificar, têm correspondência nas curvas do rácio fluxo de calor/massa, onde dois picos exotérmicos podem ser identificados e associados com o calor libertado quando o material se inflama e queima na atmosfera de ar. Na atmosfera de nitrogénio, a curva da perda de massa cai em correspondência com a decomposição do polímero e é ligeiramente deslocada relativamente à curva obtida para a atmosfera de ar, o que significa que a reacção de degradação do polímero nesta atmosfera é mais lenta que na atmosfera de ar. Subsequentemente, a curva de perda de massa decresce linearmente sem exibir nenhuma outra inflexão. Na curva do rácio fluxo de calor/massa, a decomposição do polímero corresponde agora a um pico endotérmico. Este pico, que é consideravelmente mais pequeno que o observado na atmosfera de ar, corresponde à energia necessária para a resina se decompor. Com os resultados da variação da massa obtidos da análise DSC/TGA descrita, foram determinados os valores do grau de decomposição,, de acordo com a equação 4.2 [62]. As curvas representadas na Figura 4.32 traduzem a variação deste parâmetro com a temperatura. ( ) (4.2) onde: Δm(t) variação da massa à temperatura T; Δm final variação total da massa na gama de temperaturas ensaiada; M i massa inicial (no estado vítreo); M- massa à temperatura T; M e massa final (no estado decomposto). 67

106 4. Programa experimental Figura 4.32: Variação do grau de decomposição ( ) com a temperatura, na atmosfera de ar, para todas as taxas de aquecimento testadas. Pela análise da variação do grau de decomposição ( ) calculado para cada uma das taxas de aquecimento consideradas, é possível verificar que a decomposição ocorre de forma mais acelerada para as taxas de aquecimento inferiores, dada a maior necessidade de tempo para aquecimento do provete, o que promove a sua decomposição. No entanto, é importante ressalvar que essa decomposição depende também como se referiu do teor de resina e de fibras do material, uma vez que esses constituintes apresentam um comportamento diferente quando sujeitos a temperaturas elevadas e, cujo teor nos provetes testados é difícil de controlar dada a sua reduzida dimensão. Os valores calculados do grau de decomposição ( ) foram usados na modelação das propriedades mecânicas com o modelo proposto por Keller e Bai (equação 3.16), no intervalo de temperaturas objectivo considerado nos ensaios mecânicos realizados. Nessa modelação considerou-se apenas os resultados obtidos para a taxa de aquecimento de 5 o C/min, pois é a taxa mais próxima da taxa usada para aquecimento dos provetes ensaiados nos ensaios mecânicos. Assim, também a temperatura de decomposição foi determinada a partir da taxa referida, sendo igual, como referido, à temperatura medida a meio da curva perda de massatemperatura obtida para essa taxa (Figura 4.24) em atmosfera de ar, tendo-se obtido uma temperatura de decomposição, = 350 o C, correspondente a 87.5% da massa restante. Já o início da decomposição considerou-se ser coincidente com o momento para o qual se verifica uma perda de massa de 5% em atmosfera de ar, obtendo-se = 310 o C. 4.3 Ensaios mecânicos Os ensaios de caracterização mecânica à tracção descritos aqui, dizem respeito a uma segunda fase de ensaios realizada no seguimento de uma primeira, cujos resultados se encontram publicados em [6]. A realização dessa segunda fase, que decorreu no Laboratório Nacional de 68

107 Engenharia Civil (LNEC), deveu-se à existência de dúvidas em relação à fiabilidade dos resultados obtidos na primeira fase, realizada no IST. Na origem dessa dúvida, esteve a não uniformidade de temperaturas verificada no interior do forno utilizado no aquecimento dos provetes testados na primeira fase de ensaios, devido a fenómenos de convecção, o que resultava também numa distribuição não uniforme de temperaturas ao longo do comprimento dos provetes, que poderia ter influência nos resultados obtidos. Assim, foi decidido realizar uma segunda fase de ensaios com um forno melhor isolado existente no LNEC, de forma a dissipar qualquer dúvida. No que se refere aos ensaios ao corte e à compressão, estes foram realizados no IST, usando o mesmo forno da primeira fase dos ensaios de tracção. No entanto, uma vez que já havia o conhecimento prévio das características desse forno, foram tomadas medidas em cada um dos procedimentos de ensaio, com vista à minimização dos efeitos dos fenómenos de convecção verificados na primeira fase de ensaios de tracção, que permitiram a obtenção de resultados fiáveis Séries experimentais Para o programa experimental realizado, estipulou-se à partida uma série de temperaturas objectivo entre 20 e 250 o C, para as quais se mediriam as propriedades mecânicas do material dos perfis GFRP estudados, tendo sido considerada a seguinte série de temperaturas: 20, 60, 90, 120, 150, 200 e 250 o C. No entanto, enquanto que nos ensaios de corte e compressão a série de temperaturas referida foi respeitada, nos ensaios de tracção, devido a limitações do forno e à grande libertação de fumo e de gases verificada, ensaiou-se para a temperatura de 220 o C ao invés dos 250 o C inicialmente definidos. Com a série de temperaturas definida, pretendeu-se caracterizar o comportamento do GFRP no que respeita a força-deslocamento, tensão-extensão, rigidez, resistência e modos de rotura, num intervalo de temperaturas em que ocorre a transição vítrea do material. Nos ensaios de corte e compressão, cada série envolveu o teste de uma média de 5 provetes, enquanto no caso dos ensaios de tracção foram ensaiados somente uma média de 3 provetes, uma vez que a segunda fase de ensaios tinha apenas como objectivo a confirmação dos dados obtidos na primeira. Com o vista à identificação dos provetes, foi definida a seguinte nomenclatura para cada provete testado: X-Temp-#, em que X se refere ao tipo de ensaio (Tracção (T), Corte (S) e Compressão (C)), Temp diz respeito à temperatura objectivo de aquecimento e # corresponde ao número do provete de cada série. A letra S para identificar os ensaios de corte vem da tradução em inglês do termo corte, shear. Assim, como exemplo, o provete T é o terceiro provete ensaiado à tracção para a temperatura de 120 o C. 69

108 4. Programa experimental Ensaios de tracção Preparação dos provetes e instrumentação Os provetes utilizados nos ensaios de tracção foram obtidos do perfil de chapa (já caracterizado na secção 4.1), por corte do mesmo em cerra circular (Figura 4.33) com um comprimento de 1800 mm e uma secção de 20 mm de largura por 10 mm de espessura. Esta secção é aproximadamente igual à secção sugerida na norma ISO 527 1,4 [63] (a largura é ligeiramente inferior à recomendada de 25 mm), sendo que o comprimento considerado para os provetes se deve à geometria do forno usado no seu aquecimento. Figura 4.33: Corte dos provetes de tracção e de corte na cerra circular. Com o objectivo de medir deformações e, consequentemente, obter diagramas tensãoextensão durante o ensaio, foram colados extensómetros em alguns provetes. Para os provetes testados à temperatura ambiente, foram utilizados extensómetros com uma resistência eléctrica de 120 Ohm da marca TML e modelo FKL Para os provetes ensaiados a temperaturas elevadas usaram-se extensómetros também da marca TML, mas do modelo BFLA-3-11 (com a mesma resistência eléctrica dos extensómetros usados para a temperatura ambiente). Estes últimos extensómetros são recomendados pela TML para medições de deformações em materiais compósitos até temperaturas de 250 o C. A colagem dos extensómetros numa das faces do provete envolveu os seguintes passos: 1. Lixagem da zona central da face do provete onde se pretendia colar o extensómetro; 2. Marcação dos eixos com um riscador para posicionamento do extensómetro; 3. Limpeza da zona central do provete com acetona, de modo a retirar qualquer sujidade existente (Figura 4.34 (a)); 4. Preparação da cola bi-componente, tendo em conta as dosagens de endurecedor necessárias recomendadas pelo fabricante; 5. Colagem do extensómetro no provete e posicionamento do mesmo segundo os eixos marcados (Figura 4.34 (b) e (c)); 70

109 6. Colocação de um peso sobre uma borracha, por cima do extensómetro colado, de modo a garantir uma colagem uniforme (Figura 4.34 (d)); 7. Aguardar 24 horas antes de ensaiar o provete; a) b) c) d) Figura 4.34: Colagem dos extensómetros: a) marcação dos eixos e limpeza do provete com acetona, b) colagem do extensómetro, c) posicionamento do extensómetro segundo os eixos marcados, d) colocação da borracha e peso sobre o extensómetro para garantir uma colagem eficiente do mesmo. De forma a medir as temperaturas dos provetes durante os ensaios, foram usados termopares do tipo K. No entanto, para não prejudicar a integridade estrutural dos provetes, foram produzidos provetes dummy (Figura 4.35), onde os termopares foram fixos com resina de poliéster, em furos de 2 mm de diâmetro e com profundidade igual à metade da espessura dos provetes a ensaiar (5 mm). Cada dummy tinha fixados três termopares a alturas diferentes (no centro e a 20 cm acima e abaixo desse ponto), tendo sido fabricados três dummies, de forma a possibilitar a rotatividade dos mesmos e, assim, permitir o arrefecimento dos termopares entre ensaios, garantindo-se que aquando o início de cada ensaio estes estariam à temperatura ambiente. O dummy tinha somente como objectivo a medição de temperaturas, que se consideraram idênticas às do provete a ensaiar dado que ambos eram colocados no interior do forno, garantido assim que a carga só era aplicada quando se atingisse a temperatura objectivo. 71

110 4. Programa experimental Figura 4.35: Dummy usado na campanha de ensaios Esquema de ensaio e procedimento experimental Nestes ensaios, o comprimento central do provete (1100 mm) foi previamente aquecido usando uma câmara térmica Shimadzu com dimensões interiores de mm, a uma taxa de aproximadamente 7.5 o C/min, até uma temperatura objectivo (20, 60, 90, 120, 150, 200 e 220 o C). Após aquecidos, os provetes foram carregados até à rotura usando uma máquina de testes universal Schenck 500, com uma capacidade de carga de 500 kn (Figura 4.36). Os ensaios foram realizados com controlo de deslocamentos e com uma velocidade de carga de aproximadamente 2.0 mm/min. As garras do equipamento de ensaio que fixavam o provete foram mantidas à temperatura ambiente de forma a prevenir mecanismos de rotura prematuros. Como referido, as temperaturas dos provetes foram medidas utilizando um conjunto de termopares do tipo K fixados no dummy (no topo, meio e zona inferior) que, por sua vez foi colocado a meia altura da câmara térmica e cuja temperatura se considerou ser similar à do provete ensaiado. O registo da carga aplicada, deslocamento e extensão foi realizado num computador pessoal ligado a um data logger da HBM, modelo MX840. Este data logger foi sincronizado com outro, também da HBM, modelo MX1609, no qual foram registados os valores da temperatura medidos. 72

111 Figura 4.36: Esquema de ensaio de tracção: A) garras de fixação do provete; B) lã cerâmica; C) câmara térmica; D) provete; F) dummy; G) termopares. O procedimento realizado nos ensaios de tracção era composto pelos seguintes passos: 1. Marcação das distâncias de aperto das garras no provete a ensaiar (75 mm em ambas as extremidades); 2. Medição da largura e espessura do provete em três pontos distintos com auxílio de uma craveira; 3. Inserção do provete dentro do forno; 4. Afinação da verticalidade do provete comparando o comprimento livre da garra de aperto do lado direito e esquerdo do provete; 5. Aperto da garra inferior da máquina de ensaios; 6. Inserção do provete dummy dentro do forno e ligação das fichas dos termopares ao data logger; 7. Ligação da extensometria ao data logger; 8. Registo do zero dos valores dos equipamentos de leitura no data logger (extensão, força e deslocamento); 9. Arranque do forno com definição prévia da temperatura objectivo, dando-se início ao registo das curvas de aquecimento com a evolução da temperatura no material (o aquecimento do provete foi realizado com a garra superior do equipamento de ensaio aberta, de forma a possibilitar a livre deformação do provete e prevenir assim a criação de tensões no mesmo); 73

112 4. Programa experimental 10. Quando a temperatura medida no dummy correspondia à temperatura objectivo, era definido um novo zero para todas as leituras mecânicas (carga e deslocamento da máquina de ensaios e extensómetros); 11. Início da medição da força e deslocamento da máquina e extensão do provete; 12. Fecho da garra superior da máquina de ensaios (tendo-se previamente definido um limite de força máxima de aperto de 0.5 kn); 13. Início da aplicação da carga com registo dos valores da instrumentação até ser atingida a rotura do provete de ensaio; 14. Fim do ensaio, com remoção do provete e inspecção visual ao mesmo. As Figuras 4.37 a 4.40 mostram uma vista geral do equipamento usado nos ensaios experimentais, nomeadamente a câmara térmica e o respectivo controlador, a máquina de ensaios, os data loggers e os computadores. Figura 4.37: Vista geral do esquema de ensaio e do equipamento usado. Figura 4.38: Controlo da câmara térmica. Figura 4.39: Pormenor da garra superior e da zona superior da câmara térmica. Figura 4.40: Pormenor da garra inferior e da zona inferior da câmara térmica. 74

113 Resultados e discussão Evolução da temperatura Nas Figuras 4.41 a 4.46, encontram-se representadas uma das curvas de aquecimento obtidas para cada temperatura objectivo. Com estas curvas é possível analisar a evolução da temperatura do provete com o tempo de aquecimento, na zona superior, na zona central e zona inferior do mesmo. Como se pode verificar a diferença entre as temperaturas medidas em cada um dos três pontos é muito reduzida (embora para 200 e 220 o C, as diferenças relativas aumentem ligeiramente). Por outro lado, a temperatura a meio comprimento (1100 mm) do provete, zona onde se verificou sempre a rotura por tracção, foi em todos os casos idêntica à temperatura objectivo. Figura 4.41: Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 60 o C (tracção). Figura 4.42: Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 90 o C (tracção). Figura 4.43: Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 120 o C (tracção). Figura 4.44: Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 150 o C (tracção). 75

114 4. Programa experimental Figura 4.45: Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 200 o C (tracção). Figura 4.46: Curva de aquecimento obtida para a temperatura de 220 o C (tracção) Curvas força deslocamento As Figuras 4.47 à 4.53 apresentam as curvas força-deslocamento obtidas para as diferentes temperaturas objectivo. Figura 4.47: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 20 o C. Figura 4.48: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 60 o C. Figura 4.49: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 90 o C. Figura 4.50: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 120 o C. 76

115 Figura 4.51: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 150 o C. Figura 4.52: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à tracção a 200 o C. Figura 4.53: Curva força-deslocamento do provete ensaiado à tracção a 220 o C. De forma a facilitar a comparação das curvas obtidas, apresenta-se na Figura 4.54 as curvas força-deslocamento para um provete representativo de cada uma das séries de temperatura objectivo. Cada uma das curvas representadas corresponde à curva intermédia obtida em cada uma das séries. Figura 4.54: Curvas força-deslocamento representativas das várias séries de temperatura. 77

116 4. Programa experimental Da análise das curvas força-deslocamento apresentadas, pode-se observar que para todas as temperaturas objectivo, o material apresenta um comportamento linear até à rotura. Estas curvas também exibem uma rigidez muito similar, notando-se apenas uma pequena redução desta propriedade para temperaturas superiores a 120 o C, que se torna mais evidente a temperaturas mais elevadas. A Tabela 4.2 lista, para todos os provetes ensaiados, os valores obtidos para a rigidez (K F-d ), determinada a partir do declive do troço linear das curvas força-deslocamento. Esta tabela apresenta também os resultados obtidos para a carga máxima (F max ), a tensão última (σ u,t ), e módulo de elasticidade (E F-d ), estimado a partir das curvas força-deslocamento. É importante mencionar que o parâmetro anterior foi calculado assumindo que não ocorreu qualquer deslizamento do provete nas garras. Uma estimativa mais precisa do módulo de elasticidade (E corr ) foi também calculada tendo em conta os valores medidos com os extensómetros à temperatura ambiente de acordo com a metodologia indicada na secção Tabela 4.2: Resultados obtidos na segunda fase de ensaios de tracção para todos os provetes ensaiados, em termos de força máxima (F max ), tensão última (σ u,t ), rigidez axial (K F-d ), módulo de elasticidade das curvas forçadeslocamento (E F-d ) e módulo de elasticidade corrigido (E corr ) (*das curvas tensão-extensão). Provete T [ o C] F max [kn] σ u.t [MPa] K F-d [kn/mm] E F-d [GPa] E corr [GPa] T T * T * T * T T T T T T T T T T T T T T

117 Rigidez Na Tabela 4.3, encontram-se os resultados obtidos para a rigidez, a partir dos ensaios de tracção realizados na presente campanha (fase 2) e na anterior fase 1 [6], em termos de valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e a redução dessa propriedade quando comparada com o valor obtido à temperatura ambiente (Δ). Os valores das reduções relativas obtidas em ambas as fases encontram-se representados na Figura Na Figura 4.55, pode-se observar que existe uma diferença significativa entre os valores absolutos obtidos em cada uma das fases. No entanto, o comportamento geral tende a ser similar, com a rigidez a manter-se praticamente constante na gama de temperaturas testadas e a sofrer uma ligeira redução (mais significativa na fase 1) para temperaturas mais elevadas. A explicação para os diferentes resultados obtidos, resulta do facto de na fase 1 (IST) dada a não uniformidade da distribuição de temperaturas no interior forno, as temperaturas medidas no centro do provete não corresponderem à temperatura real a que este se encontrava, uma vez que a temperatura do topo era diferente da temperatura na zona inferior. T [ o C] Tabela 4.3: Valores da rigidez obtidos nas fases 2 e 1 dos ensaios de tracção. Fase 2 (LNEC) Fase 1 (IST) [kn/mm] σ [kn/mm] C v [%] Δ[%] [kn/mm] σ [kn/mm] C v [%] Δ[%] % % % % % % % % % % % % % % Figura 4.55: Redução relativa da rigidez em função da temperatura (Fase 1 - IST; Fase 2 - LNEC). 79

118 4. Programa experimental Curvas tensão extensão e cálculo do módulo elástico As curvas tensão-extensão longitudinal, obtidas das medições dos extensómetros para três provetes ensaiados à temperatura ambiente, encontram-se representadas na Figura 4.56 (estas curvas encontram-se representadas até ao momento em que os extensómetros descolaram do provete, o que ocorreu antes da rotura). Tal como esperado, todos os provetes exibiram um comportamento tipicamente elástico linear até à rotura. O módulo de elasticidade dos laminados de GFRP à temperatura ambiente (E t =32.93 ± 2.31 GPa) foi obtido a partir do declive das curvas tensão-extensão, para valores de deformação entre 500 e 2500 strain. As leituras obtidas dos extensómetros para temperaturas elevadas, tal como se tinha verificado durante a primeira fase de testes (em que foram também usados os extensómetros BFLA da TML) foram inconsistentes e irregulares, decidindo-se assim não considerar essas medições. Como exemplo dessas medições, encontram-se representadas na Figura 4.57 as curvas tensão-extensão obtidas para a temperatura de 150 o C. O padrão de variação da curva representada e o valor obtido para o módulo de elasticidade a esta temperatura (46.5 GPa) confirmam a referida inconsistência dos resultados. Figura 4.56: Curvas tensão-extensão longitudinal obtidas nos ensaios de tracção à temperatura ambiente. Figura 4.57: Curvas tensão-extensão do provete T-150-1, ensaiado à tracção a 150 o C. Assim, dada a pouca fiabilidade das medições dos extensómetros a temperaturas elevadas, foi necessário recorrer a um método alternativo para estimar o módulo de elasticidade a essas temperaturas. Este método consistiu em (i) medir o módulo de elasticidade e a rigidez a 20 o C, (ii) calcular um factor de correcção a partir do rácio entre estes dois valores (que traduzia a importância do escorregamento nas garras), (iii) calcular a rigidez para todas as outras temperaturas e, finalmente, (iv) estimar o módulo de elasticidade para temperaturas elevadas, multiplicando a correspondente rigidez pelo factor de correcção a 20 o C. Esta metodologia é baseada no pressuposto que o efeito do deslizamento nas garras é semelhante para as 80

119 diferentes temperaturas, pressuposto justificado com o facto das garras se encontrarem sempre à temperatura ambiente. Na Figura 4.58, encontram-se representados os valores do módulo de elasticidade estimados com base no processo mencionado acima, em função da temperatura, para as duas fases de ensaios. Vale a pena referir que os laminados usados nos ensaios de tracção da fase 1 foram obtidos a partir do corte de um perfil I de GFRP, diferente do perfil usado na segunda fase, onde os provetes foram obtidos do corte da chapa, pelo que os valores absolutos do módulo obtidos nas duas fases não podem ser comparados directamente. Além disso, a redução do módulo de elasticidade obtida nesta fase é consideravelmente inferior à que foi obtida na fase 1. De forma semelhante à variação da rigidez (já discutida na secção ), os resultados obtidos na fase 2, são considerados mais fiáveis, e indicam que o módulo de elasticidade sofre apenas uma ligeira redução na faixa de temperaturas testadas. Figura 4.58: Módulo de elasticidade à tracção em função da temperatura (Fase 1 - IST, Fase 2 - LNEC) Resistência à tracção Na Figura 4.59, encontra-se representada a variação obtida para resistência à tracção em função da temperatura. É possível verificar que a resistência diminui com a temperatura, de forma aproximadamente linear ao longo do intervalo de temperaturas ensaiadas. Na Tabela 4.4, encontram-se listados os valores da média ( ), desvio padrão (σ) e coeficiente de variação (C v ) para a carga máxima (F max ) e para a resistência à tracção (σ u,t ). Na mesma tabela encontra-se também listada para cada temperatura objectivo a correspondente retenção da resistência normalizada (Δ σu,t ) relativamente à temperatura ambiente. Como é possível verificar nos valores obtidos da retenção da resistência normalizada (Δ σu,t ), para a temperatura de 220 o C, a resistência medida corresponde a 54% da resistência medida à temperatura ambiente, verificando-se assim uma redução significativa da resistência à tracção com a temperatura. 81

120 4. Programa experimental Tabela 4.4: Valores experimentais da força máxima e da tensão de rotura à tracção. T [ o C] F max σ u,t [kn] σ*kn+ C v [%] [MPa] σ [MPa] C v [%] Δ σu,t [%] % % % % % % % Figura 4.59: Resistência à tracção em função da temperatura. Figura 4.60: Resistência à tracção em função da temperatura (Fase 1 - IST e Fase 2 - LNEC). A Figura 4.60 apresenta a comparação entre os valores da resistência à tracção medidos na presente campanha (fase 2) e os resultados medidos na fase 1, já reportados em [6]. Os resultados presentes nesta figura confirmam as dúvidas iniciais existentes em relação à não uniformidade da distribuição de temperaturas no interior do forno split usado na primeira fase de ensaios. De facto, verifica-se que as temperaturas medidas na primeira fase para a zona central do provete devem ter sido inferiores às que se verificavam na zona superior, resultando em menores cargas de rotura. De facto, distingue-se facilmente o paralelismo existente entre os pontos vermelhos (fase 1) e os pontos azuis (fase 2) Modos de rotura A Figura 4.61 ilustra o modo de rotura típico, que foi observado em todos os provetes ensaiados. 82

121 Figura 4.61: Modo de rotura típico dos ensaios de tracção. Uma vez que durante os ensaios as garras de fixação dos provetes se mantiveram sempre à temperatura ambiente, evitando-se assim eventuais mecanismos de rotura por esmagamento ou corte do material nesta zona, a rotura dos provetes ocorreu sempre na zona aquecida dos mesmos, devido à rotura por tracção das fibras de vidro. Para temperaturas até 150 o C, o modo de rotura foi similar ao obtido à temperatura ambiente: delaminação e rotura das fibras sem que se verificasse uma influência visível do amolecimento e decomposição da resina. Para temperaturas iguais ou superiores a 200 o C, a rotura à tracção das fibras parece ter sido afectada pelo amolecimento e decomposição da resina: embora a rotura ainda tenha sido regida pela resistência à tracção das fibras, foi possível identificar um elevado volume de fibras partidas e soltas antes da rotura, resultado da perda do efeito compósito Comparação com outros autores Neste ponto, faz-se uma comparação entre os resultados obtidos no presente estudo e os resultados reportados por outros autores, nomeadamente com os resultados reportados por Keller e Bai [48] que, como referido no capítulo 3 (secação 3.4), estudaram a degradação da resistência à tracção com a temperatura em laminados de poliéster reforçados com fibras de vidro (similares aos analisados no presente estudo, com uma fracção de massa de fibras de 61%), num intervalo de temperaturas da temperatura ambiente até à temperatura de 220 o C. Contrariamente aos ensaios realizados no presente estudo, nos ensaios realizados por Keller e Bai, as garras que fixavam os provetes encontravam-se no interior do forno. Por outro lado, Robert e Benmokrane [64] estudaram o comportamento de varões de GFRP fabricados com fibras de vidro do tipo E e resina de viniléster (com 12,7 mm de diâmetro e uma fracção de massa de fibras de 81,5%), sujeitos a temperaturas elevadas até 320 o C. 83

122 4. Programa experimental Os resultados obtidos nos dois estudos referidos encontram-se representados na Figura 4.62 juntamente com os resultados obtidos no presente estudo. Figura 4.62: Comparação da variação da tensão de rotura residual de tracção obtida no presente estudo em função da temperatura, com os resultados reportados por outros autores. Verifica-se que os resultados obtidos no presente estudo têm uma correspondência muito boa com os resultados obtidos por Robert e Benmokrane [64]. Ambos os estudos mostram que a resistência à tracção do GFRP sofre uma redução considerável para temperaturas elevadas, nomeadamente na zona de transição vítrea da matriz polimérica. No que se refere ao estudo realizado por Keller e Bai [48], os valores obtidos por estes autores apresentam uma boa concordância com os valores medidos no presente estudo até à temperatura de 100 o C. Contudo, para temperaturas mais elevadas os resultados desviam-se consideravelmente, com as resistências medidas por Keller e Bai a apresentarem valores consideravelmente inferiores aos obtidos no presente estudo. Essa diferença deve-se à rotura prematura nas garras observada por Keller e Bai, mas que foi prevenida neste estudo ao manterem-se as garras de fixação dos provetes à temperatura ambiente Ensaios de corte Preparação dos provetes e instrumentação Os provetes ensaiados ao corte, à semelhança dos provetes de tracção, foram obtidos do corte do perfil de chapa com uma cerra circular (Figura 4.33). Porem, de forma a possibilitar uma solicitação de corte aquando o carregamento dos provetes, estes foram cortados com um ângulo de 10 o em relação à direcção de pultrusão, com um comprimento de 800 mm e uma secção de 25 mm (largura) 10 mm (espessura), de acordo com a secção definida na norma ISO 527 [63]. 84

123 Com o objectivo de obter a relação tensão de corte distorção, foram colados extensómetros em grupos de três com forma de roseta (0 o,45 o e 90 o ) a meio comprimento de alguns provetes ensaiados, tal como é ilustrado na Figura A Figura 4.64 representa o pormenor de um provete com os três extensómetros colados em forma de roseta, de acordo com o esquema da Figura E1 E2 E0 Figura 4.63: Arranjo em forma de roseta dos extensómetros nos provetes de corte (E1 0 o ; E2 45 o ; E0 90 o ). Figura 4.64: Pormenor da roseta de extensómetros colada na zona central do provete. Os extensómetros utilizados nestes ensaios, são idênticos aos extensómetros utilizados nos ensaios de tracção, tal como o processo de colagem dos mesmos, é em tudo idêntico ao processo de colagem que foi descrito na secção , onde a única diferença se prende com a existência de mais dois extensómetros, onde um deles é colado na diagonal. Em alguns dos provetes que foram ensaiados com extensómetros, devido a um erro na identificação do ângulo de 10 o, na colagem da roseta de extensómetros o extensómetro E2 foi colado com um ângulo de 135 o ao invés de 45 o (com 0 o a ser o ângulo correspondente à direcção transversal à carga de tracção). Estes provetes foram devidamente identificados (pela orientação da superfície de rotura) e a distorção foi calculada tendo esse aspecto em conta (ver secção ). No que se refere à medição da temperatura do material durante aquecimento, à semelhança dos ensaios de tracção, foram também usados provetes dummy onde se encontravam fixos três termopares tipo K que mediam a temperatura no topo, centro e zona inferior do dummy, temperaturas que se consideraram idênticas à do provete a ensaiar (ver secção ) Tal como se referiu, para os ensaios de corte foi usado o mesmo forno da primeira fase de ensaios de tracção [6], tendo ambas as campanhas decorrido no IST. No entanto, aquando a realização dos ensaios de corte, dado o conhecimento prévio das características do forno, nomeadamente em relação à não uniformidade de temperaturas ao longo da sua altura (devido ao facto do forno ter sido concebido para temperaturas mais elevadas que aquelas consideradas neste programa experimental), foram tomadas medidas com o objectivo de colmatar esse problema e, assim, garantir a fiabilidade dos resultados obtidos. Assim, com o objectivo de minimizar os efeitos da não uniformidade da temperatura ao longo do comprimento dos provetes, decidiu-se isolar a zona inferior e superior dos provetes ensaiados 85

124 4. Programa experimental ao corte com lã cerâmica (com uma espessura de aproximadamente 1.5 cm), mantendo apenas a zona central (150 mm) directamente exposta ao calor (Figura 4.65). Figura 4.65: Isolamento da zona superior e inferior dos provetes ensaiados ao corte Esquema de ensaio e procedimento experimental Para avaliar o comportamento ao corte dos laminados de GFRP quando sujeitos a temperaturas elevadas, ensaiaram-se provetes cortados com um ângulo de 10 o em relação à direcção de pultrusão (direcção longitudinal das fibras), aos quais se aplicou uma carga de tracção pura. As Figuras 4.66 a 4.69 representam uma vista geral do esquema de ensaio de corte e do equipamento usado, onde se inclui a máquina de ensaios universal Instron e o forno split fixo nesse equipamento. Figura 4.66: Esquema de ensaio de corte: A) garras da máquina de ensaios; B) placas de silicato de cálcio; C) forno; D) provete; E) lã cerâmica; F) provete dummy; G) termopar. Antes do carregamento dos provetes, o seu comprimento central (150 mm) foi aquecido, usando o forno split, a uma taxa de aquecimento de aproximadamente 6 o C/min, até se atingir a temperatura objectivo (20, 60, 90, 120, 150, 200 e 250 o C). Posteriormente, os provetes eram carregados até à rotura, usando uma máquina de ensaios universal Instron com uma 86

125 capacidade carga de 250 kn. Os ensaios foram realizados com controlo de deslocamentos a uma velocidade aproximada de 2.0 mm/min. Tal como nos ensaios de tracção, as garras da máquina que fixavam a extremidade dos laminados num comprimento de 7.5 cm foram mantidas à temperatura ambiente, de forma a prevenir mecanismos de rotura prematuros. Figura 4.67: Equipamento de ensaios universal Instron Figura 4.68: Forno split. Figura 4.69: Controlo electrónico Shimaden do forno split. Para o aquecimento dos provetes, foi fixo na máquina de ensaios Instron um forno split (Figura 4.68), cuja temperatura era definida num controlador electrónico Shimaden, modelo FP21 (Figura 4.69). O forno, fabricado pela Termolab, tem as seguintes características: temperatura máxima de 1200 o C, diâmetro interno de 150 mm e altura de 450 mm. Este forno é composto por um conjunto de resistências eléctricas, colocadas nas suas paredes com um espaçamento de 60 mm (Figura 4.70 (a)) e com uma potência máxima de 3900 W. Foram produzidas duas placas circulares de silicato de cálcio (Figura 4.70 (b)) com o objectivo de (i) tapar o forno split nas suas extremidades superior e inferior, (ii) proteger a máquina de ensaios e (iii) contribuir para a uniformização das temperaturas no interior do forno. De forma a cumprir este último objectivo, foi também necessário inserir no forno um fino tubo metálico (com um diâmetro de 150 mm) entre as paredes do forno (onde as resistências eléctricas se situam) e o provete (Figura 4.70 (c)). Este tubo foi perfurado (com furos de reduzida dimensão) de forma a permitir a propagação do calor das resistências eléctricas até ao provete, mas evitando os efeitos 87

126 4. Programa experimental localizados da radiação, garantindo-se assim uma transferência uniforme do calor ao longo do comprimento exposto do provete. Para este efeito, foram realizados vários testes preliminares para calibrar o esquema de ensaio final. a) b) c) Figura 4.70: Vista do interior do forno split: a) resistências eléctricas, b) fixadores de ferro dos provetes dummy e abertura da placa de silicato de cálcio para posicionamento do provete, c) tubo metálico de revestimento interior do forno. A temperatura no interior do forno foi medida usando um conjunto de termopares tipo K, colocados no topo, meio e base deste. Como já foi mencionado, a temperatura do provete dummy foi igualmente medida em três posições diferentes, sendo que se considerou que a temperatura medida ao centro era similar à temperatura da zona central aquecida do provete a ensaiar. O registo da carga aplicada, dos deslocamentos da máquina e das extensões foi realizado num computador pessoal, usando um data logger da HBM, modelo MX840. Este data logger estava sincronizado com outro, também da HBM, modelo MX1609, no qual se fez o registo das temperaturas. O procedimento de ensaio consistiu nos seguintes passos: 1. Marcação das distâncias de aperto das garras no provete a ensaiar (75 mm em ambas as extremidades); 2. Medição da largura e espessura do provete em três pontos distintos com auxílio de uma craveira; 3. Envolvimento das extremidades do provete com a lã cerâmica e introdução do mesmo no interior do forno; 4. Fecho da garra inferior da máquina de ensaios; 5. Fixação do dummy no interior do forno e ligação dos três termopares no data logger; 6. Colocação da tampa superior do forno; 7. Verificação da verticalidade do provete comparando o comprimento livre em ambos os lados do provete nas cabeças da máquina de ensaios; 8. Ligação dos extensómetros ao data logger; 9. Registo do zero dos valores dos equipamentos de leitura no data logger (extensão, força e deslocamento); 88

127 10. Ligação do forno com a definição prévia da temperatura objectivo e da taxa de aquecimento; 11. Registo das curvas de aquecimento durante o processo de aquecimento; 12. Quando a temperatura medida no dummy era 5 o C inferior à temperatura objectivo, todas as leituras mecânicas (força e deslocamento da máquina de ensaios e extensómetros) eram de novo zeradas no data logger. Este ponto era realizado para uma temperatura ligeiramente inferior à temperatura objectivo, porque todo o procedimento envolvia perto de 1 min para ficar completo, garantindo-se, assim, que os provetes eram ensaiados à temperatura objectivo previamente definida; 13. Iniciação do registo da força e do deslocamento da máquina de ensaios e dos valores das extensões; 14. Fecho da garra superior da máquina de ensaios (definindo uma protecção de carga de 0.5 kn); 15. Início do carregamento com registo de todos os valores da instrumentação, até se atingir a rotura; 16. Fim do ensaio, com remoção do provete e inspecção visual ao mesmo Resultados e discussão Evolução da temperatura As figuras 4.71 a 4.76 representam as curvas de aquecimento obtidas de um dos cinco provetes ensaiados, para cada uma das séries de temperaturas. Em todas essas curvas é possível verificar que as temperaturas medidas no topo e no centro do forno foram consideravelmente superiores às temperaturas medidas na zona inferior. Contudo, em todos os casos, aquando a aplicação da carga no provete, a temperatura no seu centro (região aquecida) foi similar à temperatura objectivo. Além disso, de forma geral, a taxa de aquecimento foi idêntica à taxa de 6 o C/min inicialmente definida. Figura 4.71: Curva de aquecimento para a temperatura de 60 o C (corte). Figura 4.72: Curva de aquecimento para a temperatura de 90 o C (corte). 89

128 4. Programa experimental Figura 4.73: Curva de aquecimento para a temperatura de 120 o C (corte). Figura 4.74: Curva de aquecimento para a temperatura de 150 o C (corte). Figura 4.75: Curva de aquecimento para a temperatura de 200 o C (corte). Figura 4.76: Curva de aquecimento para a temperatura de 250 o C (corte) Curvas força deslocamento Nas Figuras 4.77 a 4.83, encontram-se representadas as curvas força-deslocamento obtidas para as diferentes temperaturas objectivo testadas. Figura 4.77: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 20 o C. Figura 4.78: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 60 o C. 90

129 Figura 4.79: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 90 o C. Figura 4.80: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 120 o C. Figura 4.81: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 150 o C. Figura 4.82: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 200 o C. Figura 4.83: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados ao corte a 250 o C. Na Figura 4.84, encontram-se representadas, para fins de comparação, as curvas forçadeslocamento de um provete representativo de cada uma das temperaturas objectivo. Cada um dos provetes representativos corresponde à curva intermédia obtida de cada série. 91

130 4. Programa experimental Figura 4.84: Curvas força-deslocamento representativas das várias séries de temperatura (corte). Das curvas força-deslocamento apresentadas, pode-se verificar que para todas as temperaturas o material apresenta uma resposta linear até à rotura, verificando-se apenas uma pequena redução da rigidez resultante do amolecimento da matriz de resina devido à transição vítrea, sendo mais notória na gama de temperaturas mais elevadas (ver secção ). Estes resultados são concordantes com os resultados de tracção apresentados anteriormente em [6], e com os resultados obtidos por Keller e Bai [48]. Embora este aspecto seja discutido com mais detalhe na secção , vale a pena mencionar a considerável redução da força máxima (e, consequentemente, da resistência ao corte), com o aumento da temperatura, em particular para o intervalo de temperaturas entre 90 e 120 o C. A Tabela 4.5 contém os valores obtidos, para todos os provetes, da rigidez (K F-d ), determinada a partir do declive das curvas força-deslocamento no seu troço linear, da força máxima (F max ), da resistência ao corte (τ max ) e do módulo de distorção (G), estimado a partir das curvas forçaextensão (secção ), sendo todos os parâmetro descritos a seguir Rigidez Na Tabela 4.6, encontram-se os resultados obtidos para a rigidez em termos de valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ), e redução em relação à rigidez obtida à temperatura ambiente (Δ). Por sua vez, a figura 4.85 representa a variação obtida para a rigidez em função da temperatura. É possível verificar nessa figura que a rigidez sofre uma ligeira redução desde 20 até 90 o C, sendo que no entanto a maior redução ocorre para as temperaturas de 90 o C e 150 o C, tendendo depois o seu valor a estabilizar até 250 o C. Esta variação ocorre naturalmente devido ao processo de transição vítrea sofrido pela resina na região aquecida do provete. 92

131 Tabela 4.5: Resultados obtidos nos ensaios de corte em termos de rigidez (K F-d ), força máxima (F max ), resistência ao corte (τ max ) e módulo de distorção (G). Provete T [ o C] K F-d [KN/mm] F max [KN] τ max [MPa] G [GPa] S ,83 29,55 25,27 4,05 S ,54 26,10 22,32 3,54 S ,60 29,11 24,89 3,72 S ,66 31,02 26,52 - S ,64 30,11 25,74 - S ,48 24,35 2,15 S ,25 26,72 2,38 S ,38 28,76 24,59 - S ,57 28,61 24,46 - S ,43 29,21 24,98 - S ,09 23,71 20,28 2,07 S ,80 20,44 17,47 2,10 S ,29 23,26 19,89 2,04 S ,05 25,69 21,96 - S ,80 28,11 24,03 - S ,56 15,73 13,45 1,77 S ,34 13,66 11,68 1,77 S ,33 8,06 6,89 - S ,46 7,86 6,72 - S ,63 7,09 6,06 - S ,95 10,08 8,62 - S ,09 10,76 9,20 - S ,33 5,27 4,51 - S ,35 4,32 3,69 - S ,11 4,84 4,14 - S ,69 6,53 5,59 - S ,32 5,32 4,55 - S ,21 4,18 4,55 - S ,28 4,04 3,46 - S ,04 3,50 2,99 - S ,29 3,31 2,83 - S ,05 3,45 2,95 - S ,59 3,05 2,60 - S ,53 3,42 2,92 - S ,31 3,32 2,84-93

132 4. Programa experimental Assim, é importante relembrar que a maior parte do comprimento do provete se encontrava termicamente isolado, não sendo portanto espectável que esse comprimento tenha contribuído para a redução da rigidez global. Por outro lado, a carga de tracção é aplicada com um ângulo de 10 o em relação à direcção de pultrusão, o que significa que uma considerável parte da solicitação é aplicada em tracção e, devido a este tipo de carga, as fibras de vidro têm um contributo considerável na retenção da rigidez. Por estas razões, a redução relativa verificada para a rigidez é considerada pequena quando comparada à redução ocorrida na resistência ao corte (secção ). Tabela 4.6: Resultados obtidos para a rigidez de corte (valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e redução em relação à rigidez obtida à temperatura ambiente (Δ)). T [ o C] [KN/mm] σ *KN/mm+ C v [%] Δ *%+ 20 6,66 0,11 1,65 100,0% 60 6,46 0,10 1,49 97,1% 90 6,01 0,21 3,50 90,3% 120 4,86 0,55 11,35 73,1% 150 4,37 0,35 8,01 65,6% 200 4,51 0,51 11,35 67,8% 250 3,75 0,40 10,71 56,4% Figura 4.85: Rigidez em função da temperatura (média desvio padrão) Curvas força extensão e cálculo do módulo de distorção Nas Figuras 4.86 a 4.89, encontram-se representadas as curvas força-extensão para os provetes ensaiados a 20, 60, 90 e 120 o C. Como foi mencionado na secção , em alguns dos provetes ensaiados, o extensómetro E2 foi colado com um ângulo de 135 o C com a direcção transversal à aplicação da carga de tracção. Esse erro resultou em deformações negativas medidas nesse extensómetro, mas que permitiram identificar esses provetes e fazer a respectiva correcção. 94

133 Figura 4.86: Curvas fora-extensão dos provetes ensaiados ao corte a 20 o C (o provete da esquerda não foi testado até à rotura). Figura 4.87: Curvas fora-extensão dos provetes ensaiados ao corte a 60 o C. Figura 4.88: Curvas força-extensão dos provetes ensaiados ao corte a 90 o C. Figura 4.89: Curvas força-extensão dos provetes ensaiados ao corte a 120 o C. De um modo geral, todas as curvas apresentam um perfil que, de forma qualitativa, era esperado à priori, com deformações positivas e negativas a serem medidas nos extensómetros E1 (0 o com a direcção da carga) e E0 (90 o com a direcção da carga), respectivamente, enquanto 95

134 4. Programa experimental que os valores medidos com o extensómetro E2 foram positivos ou negativos dependendo do ângulo com que o extensómetro foi colado, 45 o ou 135 o, respectivamente. À temperatura ambiente, todas as curvas exibem um comportamento linear, com os extensómetros E1 e E0 a manterem esse comportamento até à rotura ou até ao momento em que o extensómetro deixou de ler. As deformações medidas com o extensómetro E2 apresentam uma resposta progressivamente não linear, correspondente à redução progressiva da rigidez. Para as temperaturas elevadas, nos níveis de carga mais baixos, torna-se mais evidente para todos os extensómetros uma resposta não-linear. Para os provetes em que o extensómetro E2 foi colado com um ângulo de 45 o com a direcção transversal à direcção da carga ( ), a tensão de corte no plano do laminado (τ 12 ), onde 1 representa a direcção de pultrusão e 2 a direcção transversal no plano, pode ser determinada com base nas seguintes equações [65]: (4.3) em que: tensão axial na direcção longitudinal (direcção da carga); F carga aplicada; A secção transversal; ângulo entre a direcção da carga e a direcção de pultrusão (neste caso, 10 o ). As tensões na direcção de pultrusão (1) e transversal (2) podem ser calculadas usando as seguintes equações: (4.4) De novo, nos provetes em que o extensómetro E2 foi colado com um ângulo de 45 o com a direcção transversal à aplicação da carga, a distorção no referencial definido pelas direcções principais do laminado ( ) e a distorção no referencial definido pelas direcções principais dos provetes ( ) podem ser obtidas pelas seguintes equações: (4.5) (4.6) (4.7) (4.8) em que: extensão medida na direcção da carga (E1, ver Figura 4.6); extensão medida na direcção transversal à carga (E0); 96

135 - extensão medida com um ângulo de 45 o entre a direcção da carga ( ) e a correspondente direcção transversal (. No caso dos provetes em que o extensómetro E2 foi colado com um ângulo de 135 o com a direcção transversal à aplicação da carga, as fórmulas mencionadas acima foram devidamente adaptadas. Com base no procedimento anterior, foram determinadas as curvas tensão de corte (τ 12 ) distorção ( ) referentes às temperaturas de 20, 60, 90 e 120 o C e que se encontram representadas nas Figuras 4.90 a Figura 4.90: Curvas tensão-distorção obtidas para os provetes ensaiados a 20 o C. Figura 4.91: Curvas tensão-distorção obtidas para os provetes ensaiados a 60 o C. Figura 4.92: Curvas tensão-distorção obtidas para os provetes ensaiados a 90 o C. Figura 4.93: Curvas tensão-distorção obtidas para os provetes ensaiados a 120 o C. Na Figura 4.94 apresenta-se para efeitos de comparação, as curvas tensão de corte-distorção, para um provete representativo de cada uma das temperaturas objectivo. Cada provete representativo corresponde à curva intermédia obtida para cada série. 97

136 4. Programa experimental Figura 4.94: Curvas tensão-distorção representativas das várias séries de temperatura. As curvas tensão de corte distorção para todas as temperaturas testadas exibem um pequeno troço linear que é limitado por níveis de tensão relativamente baixos, tornando-se subsequentemente a relação constitutiva progressivamente não-linear. Como esperado, a rigidez no regime linear e não linear diminui com a temperatura. Os valores do módulo de distorção foram obtidos a partir do cálculo do declive do troço linear das curvas de tensão de corte distorção. Os resultados obtidos encontram-se na Tabela 4.7 em termos do seu valor médio ( ), do desvio padrão (σ), do coeficiente de variação (C v ) e redução em relação ao valor do módulo obtido à temperatura ambiente (Δ). A variação do módulo de distorção em função da temperatura encontra-se representada na Figura Tabela 4.7: Resultados obtidos para o módulo de distorção (valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e redução em relação ao módulo medido à temperatura ambiente (Δ)). T [ o C] [GPa] σ[gpa] C v [%] Δ[%] Figura 4.95: Variação do módulo de distorção com a temperatura (média desvio padrão). 98

137 Os resultados obtidos para o módulo de distorção (Figura 4.95) mostram que este sofre uma redução acentuada logo aos 60 o C, temperatura para a qual o seu valor se reduz para 60% do valor obtido à temperatura ambiente. Para as temperaturas de 90 e 120 o C, a redução sofrida pelo módulo é menos significativa com retenções de 55% e 47% respectivamente. Estes resultados são de alguma forma inesperados uma vez que, (i) as temperaturas referidas ainda não se encontram dentro do intervalo de temperaturas de transição vítrea da resina e devido ao (ii) padrão da variação exibido por a resistência ao corte (ver secção ), uma propriedade do material que é também dependente da matriz. Tudo leva a querer que estes resultados podem ter ocorrido devido à falta de fiabilidade das leituras dos extensómetros para temperaturas superiores a 90 o C. Problema este, que também já tinha surgido, nos ensaios de tracção realizados no âmbito do presente estudo Resistência ao corte Na Tabela 4.8, encontram-se representados os resultados obtidos para o valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e redução em relação à temperatura ambiente (Δ), para a força máxima e resistência ao corte (obtida com as equações 4.3 e 4.4). Tabela 4.8: Resultados obtidos para a força máxima (F max ) e resistência ao corte (τ u,s ), em termos de valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e redução em relação à temperatura ambiente (Δ). T [ o C] F max τ u,s [KN] σ *KN+ C v [%] [MPa] σ *MPa+ C v [%] Δ *% % % % % % % % A variação da resistência ao corte em função da temperatura encontra-se representada na Figura Nesta figura pode-se observar a diminuição sofrida pela resistência ao corte com a temperatura, onde a redução mais significativa ocorre no intervalo de temperaturas de 90 o C a 150 o C, redução esta que pode ser atribuída ao processo de transição vítrea sofrido pela resina de poliéster que constitui a matriz do compósito testado. Para temperaturas elevadas, nomeadamente para 250 o C, a resistência ao corte reduz-se para quase 11% do valor medido à temperatura ambiente, o que se traduz numa perda significativa desta propriedade. 99

138 4. Programa experimental Figura 4.96: Variação da resistência ao corte em função da temperatura (média desvio padrão). A Figura 4.97 apresenta a comparação entre os valores normalizados da resistência ao corte e do módulo de distorção que foram obtidos no presente estudo. Com esta figura é possível verificar que embora a retenção destas propriedades seja similar a 120 o C, o módulo de distorção sofre uma maior redução que a resistência para temperaturas entre 60 e 90 o C. Figura 4.97: Comparação da variação obtida para o módulo de distorção e para resistência ao corte Modos de rotura As Figuras 4.98 e 4.99 ilustram os modos de rotura típicos observados na maioria dos provetes ensaiados. A rotura ocorreu sempre na zona central do provete (zona aquecida), sendo que as superfícies de rotura estão orientadas aproximadamente a um ângulo de 10 o relativamente à direcção de pultrusão (direcção dos rovings), resultado da carga de corte aplicada. As fibras longitudinais não partiram, mas as mantas de fibras superficiais foram rasgadas. Este modo de rotura é similar ao modo reportado por Keller e Bai nos ensaios de corte realizados por estes autores [48]. 100

139 Figura 4.98: Perspectivas do modo de rotura observado nos ensaios de corte. Figura 4.99: Perspectiva do modo de rotura observado nos ensaios de corte Comparação com outros autores Nesta secção, apresenta-se uma comparação entre os resultados obtidos no presente estudo e os resultados reportando por outros autores, em particular por Keller e Bai [48] e por Robert e Benmokrane [64]. Keller e Bai [48] estudaram experimentalmente a degradação da resistência ao corte de laminados de GFRP sujeitos a temperaturas entre 20 e 220 o C. À semelhança dos ensaios realizados no presente estudo, nos seus ensaios, Keller e Bai também aplicaram uma força de tracção em provetes (com dimensões mm, produzidos com fibras de vidro do 101

140 4. Programa experimental tipo E e resina de poliéster, com um teor de fibras de 69%) cortados com um ângulo de 10 o em relação à direcção de pultrusão. Robert e Benmokrane [64] estudaram o comportamento ao corte de barras de reforço de GFRP, fabricadas com fibras de vidro do tipo E e resina de viniléster (com 12.7 mm de diâmetro e uma fracção de fibras em massa de 81.5%), expostas a temperaturas variáveis de 20 a 320 o C. Os autores realizaram os seus ensaios de acordo com o especificado no guia de métodos de ensaio para FRP s, ACI 440.3R-04 [66], cujo âmbito se foca nos varões de FRP usados no reforço de estruturas de betão. O teste consiste numa carga de corte duplo (corte em dois planos) directamente nos varões de FRP. Os resultados dos dois estudos referidos, em termos de resistência ao corte normalizada, encontram-se representados na Figura juntamente com os resultados obtidos no presente estudo. Figura 4.100: Comparação da variação da tensão de rotura residual de corte obtida no presente estudo em função da temperatura, com os resultados reportados por outros autores. A Figura mostra que os resultados obtidos no presente estudo estão em consonância com os resultados obtidos por Keller e Bai [48], onde os autores usaram um procedimento experimental idêntico ao usado nos ensaios realizados no âmbito deste estudo. Esta concordância de resultados, atesta a fiabilidade do procedimento experimental implementado no estudo realizado e valida os resultados obtidos. Com este propósito, é importante mencionar que, no presente estudo, foram ensaiados 5 ou 6 provetes para cada temperatura objectivo, enquanto Keller e Bai apenas ensaiaram 2 provetes. No que se refere aos resultados obtidos por Robert e Benmokrane [64], embora também apresentem uma considerável redução da resistência ao corte com a temperatura, apresentam um padrão diferente para a sua variação, em comparação o padrão de variação obtido por Keller e Bai e também no presente estudo. De facto, a resistência ao corte dos varões de FRP testados por estes autores sofreu apenas uma leve redução para temperaturas até 150 o C (menos que 10%), sendo que a redução mais significativa ocorreu para o intervalo de temperatura de 150 a 250 o C. Possivelmente, a razão para esta diferença de resultados está associada ao esquema de ensaio usado por estes autores. 102

141 4.3.4 Ensaio de compressão Preparação dos provetes e instrumentação Os provetes ensaiados à compressão foram obtidos do corte do perfil I caracterizado na secção 4.1, numa serra de fita (Figura 4.101) com 50 mm de comprimento. Dada a reduzida fiabilidade verificada nas medições da deformação axial obtidas com os extensómetros nos ensaios de tracção e de corte para temperaturas elevadas, nos ensaios de compressão foi decidido considerar apenas essas medições para a temperatura ambiente. Assim, em alguns provetes ensaiados a essa temperatura foram colados extensómetros a meio altura da alma do provete com a direcção de pultrusão do perfil, tal como representa a Figura Os extensómetros utilizados foram os mesmos dos ensaios de tracção e de corte à temperatura ambiente, tendo sido o processo de colagem em tudo idêntico ao processo descrito nos ensaios de tracção (ver secção ). Figura 4.101: Corte dos provetes de compressão na serra de fita. Figura 4.102: Extensómetro colado no centro da alma do provete alinhado com a direcção de pultrusão (axial). Contrariamente aos ensaios de tracção e de corte, nos ensaios de compressão, dado o esquema de ensaio usado e o reduzido comprimento dos provetes (50 mm), os termopares foram fixos directamente na alma dos perfis a ensaiar (Figura 4.103), com uma massa de dois componentes (Magnum Steel Epoxy) resistente à temperatura em furos de 2 mm de diâmetro e com profundidade de 3 mm (metade da espessura do perfil I ensaiado). a) b) c) Figura 4.103: Fixação dos termopares na alma dos provetes ensaiados à compressão: a) marcação do centro da alma do provete; b) furação da alma do provete; c) termopares fixos em três provetes; 103

142 4. Programa experimental Com o objectivo de confirmar a uniformidade da temperatura ao longo da espessura do provete durante o processo de aquecimento, foi realizado um teste à temperatura de 90 o C, onde se aqueceu um provete com três termopares fixos às profundidades de 1, 3 e 5 mm na alma do perfil Esquema de ensaio e procedimento experimental Na Figura 4.104, encontra-se representada uma visão geral do esquema de ensaio usado nos ensaios de compressão realizados. Neste esquema incluem-se: (i) a máquina de ensaios de compressão, (ii) os cilindros metálicos, (iii) os suportes metálicos dos provetes e (iv) o forno split (o mesmo usado nos ensaios de corte descritos). Tal como foi referido na secção anterior, foram também usados extensómetros em alguns dos provetes ensaiados e termopares para controlo da temperatura do material. Além disso, também foi usado (v) uma célula de carga, (vi) dois deflectómetros para temperatura ambiente e (viii) um deflectómetro para temperaturas elevadas. Figura 4.104: Esquema de ensaio de compressão: A) contorno do forno (linhas tracejadas); B) provete; C) termopar do provete; D) termopar do ar; E) célula de carga; F e G) cilindros metálicos superior e inferior; H) suportes metálicos dos provetes; I) deflectómetro para temperaturas elevadas; J e K) deflectómetros superior e inferior para temperatura ambiente. Os provetes a ensaiar foram fixos entre os cilindros metálicos que tinham 280 mm de altura e 150 mm de diâmetro. O cilindro superior foi fixo à estrutura de reacção da máquina de ensaios, enquanto o cilindro inferior foi posicionado no topo da célula de carga (descrita a seguir). Nas extremidades de cada um dos cilindros, foram fixos os suportes metálicos dos 104

143 provetes, com 20 mm de espessura e com ranhuras numa das faces com 5 mm de profundidade que simulavam a geometria da secção do perfil (Figuras e 4.106), produzidas com o objectivo de encaixar os provetes, mantendo-os na sua posição e prevenindo a rotação das suas extremidades durante o ensaio. A largura das ranhuras das bolachas era ligeiramente superior à espessura dos provetes, permitindo uma tolerância geométrica, de forma a evitar eventuais mecanismos de esmagamento durante o carregamento devido a desalinhamentos locais. Figura 4.105: Suportes metálicos usados para encaixar as extremidades do provete. Figura 4.106: Provete fixo no suporte metálico inferior. Nestes ensaios, os provetes foram em primeiro lugar aquecidos a uma taxa de aquecimento de aproximadamente 8 o C/min até se atingir a temperatura objectivo (20, 90, 90, 120, 150, 200 e 250 o C), usando o forno split (Figura 4.107) fixo à máquina de ensaios e, cujas características foram já descritas na secção dos ensaios de corte. Foi decidido adoptar uma taxa de aquecimento reduzida de forma a garantir uma distribuição uniforme de temperatura ao longo da espessura do provete (que foi confirmada pela medição da temperatura a diferentes espessuras num provete aquecido a 90 o C, ver ponto ). À semelhança dos ensaios de corte, de forma a promover a uniformidade de temperaturas no interior do forno, foi posicionado o tubo metálico perfurado entre as paredes do forno e o provete (onde as resistências se localizam), cujos furos permitem a propagação de calor das resistências até ao provete, mas evitando os efeitos localizados da radiação, garantindo desse modo uma transferência de calor uniforme ao longo do comprimento exposto do provete (Figura 4.108). Após o aquecimento, os provetes foram carregados até à rotura usando uma máquina de compressão (prensa) Inerpar 3000, com uma capacidade de carga de 3000 kn e uma unidade de pressão Walter+Bai (Figura 4.109). O carregamento dos provetes foi realizado com controlo de carga e a uma velocidade de aproximadamente kn/s. A carga aplicada foi medida usando uma célula de carga da Microtest, modelo MT-CLC/3000, com uma capacidade de 3000 kn (Figura 4.110). Como referido, a célula de carga foi posicionada por baixo do cilindro de aço inferior, que servia de base à bolacha de encaixe do provete. 105

144 4. Programa experimental Figura 4.107: Forno split usado no aquecimento dos provetes. Figura 4.108: Tubo metálico de revestimento do interior do forno. Figura 4.109: Unidade de pressão. Figura 4.110: Célula de carga. Contrariamente ao que acontecia nos ensaios de tracção e de corte (onde as garras de fixação dos provetes eram mantidas à temperatura ambiente), nos ensaios de compressão os suportes dos provetes eram também aquecidos durante os ensaios, dada a configuração de ensaio usada e, mais precisamente, devido ao reduzido comprimento dos provetes. Portanto, de forma a evitar mecanismos de rotura prematuros por esmagamento das extremidades dos provetes, foi usado um sistema de arrefecimento dos suportes metálicos entre ensaios. Este sistema de arrefecimento consistia em dois acumuladores de gelo da Campingaz (Figura 4.111) que, após cada ensaio, eram posicionados entre os suportes (Figura 4.112) para assim promover o seu arrefecimento. 106

145 Figura 4.111: Acumuladores de gelo. Figura 4.112: Acumuladores de gelo posicionados entre os suportes metálicos para arrefecimento destes. A deformação vertical do provete foi medida usando um sensor do tipo transformador linear diferencial variável (LVDT, do inglês linear variable differential transformer) da RDP (modelo LIN252A), com um curso de 25 mm e uma precisão de 0.01 mm, capaz de medir deformações até uma temperatura de cerca de 250 o C. O LVDT foi fixo a um tubo de aço, soldado no cilindro de aço inferior, e com o seu êmbolo em contacto com uma chapa de aço soldada no cilindro metálico superior (Figura 4.113). De forma a avaliar a exactidão da deformação medida com o deflectómetro referido no parágrafo anterior, foram usados também dois deflectómetros da APEK com um curso de 25 mm e uma precisão de 0.01 mm, posicionados no topo e na zona inferior das placas metálicas da estrutura da máquina de ensaios (Figuras e 4.115, respectivamente) e que foram mantidos à temperatura ambiente. Figura 4.113: Deflectómetro para temperaturas elevadas (LVDT). Figura 4.114: Deflectómetro para temperatura ambiente fixo na placa superior da máquina de ensaios. Figura 4.115: Deflectómetro para temperatura ambiente fixo na placa inferior da máquina de ensaios. 107

146 4. Programa experimental O registo da carga aplicada, dos deslocamentos e deformações foi feito com um computador pessoal, usando um data logger da HBM, modelo MX840. Este data logger foi sincronizado com outro, também da HBM, modelo MX1609, em que foram registados os valores de temperatura. O procedimento realizado nos ensaios de compressão era composto pelos seguintes passos: 1. Posicionamento dos provetes na máquina de ensaios, nos encaixas da bolacha inferior; 2. Ligação dos extensómetros e dos termopares aos data loggers. 3. Levantamento do êmbolo da máquina de ensaio, garantindo ainda algum espaço livre entre o topo do provete e a bolacha de fixação; 4. Fecho do forno, e colocação de lã cerâmica entre o LVDT e o forno (Figura 4.107); 5. Registo do zero dos valores dos equipamentos de leitura no data logger (extensão, força e deslocamento); 6. Início do aquecimento, com a definição prévia da temperatura objectivo; 7. Durante o processo de aquecimento, registo das curvas de variação da temperatura com o tempo; 8. Quando a temperatura medida no provete era inferior em 5 o C à temperatura objectivo, todas as leituras (carga e deslocamento dos deflectómetros e dos extensómetros) eram de novo respostas a zero. Este procedimento era realizado para uma temperatura ligeiramente inferior à temperatura objectivo uma vez que demorava cerca de 1 minuto para o mesmo ficar completo, garantindo-se, assim, que o provete era ensaiado para a temperatura objectivo definida; 9. Início do registo da carga, deslocamento e deformação axial (apenas para a temperatura ambiente); 10. Início do carregamento, registando-se todos os valores até se atingir a rotura; 11. Fim do ensaio, remoção do provete e inspecção visual do mesmo Resultados e discussão Evolução da temperatura As Figuras a mostram a evolução da temperatura ocorrida durante o processo de aquecimento dos perfis de GFRP, para todas as temperaturas objectivo consideradas. Estas curvas dizem respeito a um dos provetes ensaiados para cada série de temperatura e, como é possível observar, para todas as curvas a temperatura do provete antes do carregamento era similar à temperatura objectivo definida. Por sua vez, na Figura encontram-se representadas as temperaturas medidas às profundidades de 1, 3 e 5 mm da alma de um provete aquecido para uma temperatura objectivo de 90 o C. Os resultados obtidos mostram que para a temperatura objectivo referida, existe um gradiente máximo de cerca de 10 o C entre as faces interior e exterior da alma quando 108

147 a temperatura objectiva é atingida. Para além disso, a temperatura no centro e na face exterior da alma são muito próximas. Com base nestes resultados, foi assumido que a distribuição de temperatura ao longo da espessura do perfil era suficientemente uniforme. Figura 4.116: Curva de aquecimento para a temperatura de 60 o C (compressão). Figura 4.117: Curva de aquecimento para a temperatura de 90 o C (compressão). Figura 4.118: Curva de aquecimento para a temperatura de 120 o C (compressão). Figura 4.119: Curva de aquecimento para a temperatura de 150 o C (compressão). Figura 4.120: Curva de aquecimento para a temperatura de 200 o C (compressão). Figura 4.121: Curva de aquecimento para a temperatura de 250 o C (compressão). 109

148 4. Programa experimental Figura 4.122: Curvas de aquecimento (temperatura objectivo de 90 o C) para diferentes profundidades da alma do provete (com espessura de 6 mm). A taxa média de aquecimento dos provetes para cada uma das séries de temperatura foi calculada através da regressão linear das curvas de aquecimento obtidas, e cujos valores se encontram na Tabela 4.9. Dos valores obtidos, é possível perceber que a taxa média de aquecimento para cada uma das séries, não é muito diferente da taxa de aquecimento nominal de 8 o C/min, definida inicialmente para o programa experimental. Tabela 4.9: Taxas médias de aquecimento para as diferentes séries de temperatura. T [ o C] Taxa média de aquecimento [ o C/min] Curvas Força-deslocamento As Figuras a apresentam as curvas força-deslocamento obtidas para as diferentes temperaturas objectivo. Estas curvas para todas as temperaturas testadas exibem um troço inicial não linear, que é mais ou menos pronunciado, e que basicamente corresponde aos ajustes do esquema de ensaio, nomeadamente o ajuste do provete nas ranhuras das bolachas metálicas. Subsequentemente, o comportamento é aproximadamente linear até à rotura, embora para temperaturas mais elevadas se verifique uma redução progressiva da rigidez. É importante notar que para todas as temperaturas testadas, após a rotura, os provetes ainda conseguem manter uma resistência mínima que, para as temperaturas mais elevadas (200 e 250 o C), ainda é cerca de 5 kn. Este valor, não negligenciável, provavelmente deve-se ao reduzido comprimento do provete e ao facto de que, mesmo para temperaturas elevadas, o material tem ainda uma compressibilidade limitada. 110

149 Figura 4.123: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 20 o C. Figura 4.124: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 60 o C. Figura 4.125: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 90 o C. Figura 4.126: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 120 o C. Figura 4.127: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 150 o C. Figura 4.128: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 200 o C. 111

150 4. Programa experimental Figura 4.129: Curvas força-deslocamento dos provetes ensaiados à compressão a 250 o C. Para facilitar a comparação das curvas obtidas, na Figura encontram-se representadas as curvas força-deslocamento para um provete representativo de cada uma das séries de temperatura. Cada provete representativo corresponde à curva intermédia obtida para cada série. Figura 4.130: Curvas força-deslocamento para um provete representativo de cada uma das séries de temperatura (compressão). Embora tal seja discutido de forma mais aprofundada nas próximas secções, é possível verificar que tanto a rigidez de compressão como a resistência sofrem uma redução considerável com a temperatura, redução que pode ser atribuída ao processo de transição vítrea sofrido pela resina de poliéster que constitui a matriz do compósito. A Tabela 4.11 lista para todos os provetes ensaiados, os valores da rigidez de compressão (K F-d ), determinados a partir do declive das curvas força-deslocamento no seu troço linear. Nesta tabela encontram-se também os valores obtidos em termos de força máxima (F max ), resistência (σ max ) e módulo de elasticidade em compressão estimado a partir das curvas forçadeslocamento (E F-d ), parâmetros que são todos descritos seguidamente. É importante mencionar que no cálculo do parâmetro anterior foi assumido que não existiu qualquer esmagamento na zona de contacto do provete com as bolachas metálicas nem qualquer influência da deformação associada ao esquema de ensaio. Um valor mais preciso do módulo 112

151 de elasticidade (E corr ) também foi calculado, considerando o valor do módulo medido a 20 o C a partir dos valores obtidos dos extensómetros ( ), de acordo com a metodologia descrita na secção Rigidez Na Tabela 4.10, encontram-se representados os valores obtidos para a rigidez axial de compressão em termos do seu valor médio ( ), coeficiente de variação ( ) e redução em relação ao valor da rigidez obtida à temperatura ambiente ( ). Tabela 4.10: Resultados obtidos para a rigidez de compressão (valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (Cv) e redução em relação à rigidez obtida à temperatura ambiente (Δ)). T [ o C] [kn/mm] σ[kn/mm] C v [%] Δ[%] A variação que foi obtida para a rigidez em função da temperatura encontra-se representada na Figura Como já foi mencionado, a medição da rigidez teve por base o declive do troço linear das curvas força-deslocamento, obtidas do deslocamento medido com o LVDT, que corresponde à variação da distância relativa entre dois pontos de referência, localizados nos cilindros metálicos usados no esquema de ensaio. Figura 4.131: Variação da rigidez de compressão com a temperatura (média desvio padrão). 113

152 4. Programa experimental Tabela 4.11: Resultados obtidos nos ensaios de compressão, em termos de carga máxima (F max ), resistência (σ max ), rigidez axial (K F-d ), módulo de elasticidade obtido a partir das curvas força-deslocamento (E F-d ) e das curvas tensão-extensão (E σ-ε ) e módulo de elasticidade corrigido (E corr ) (*a partir das curvas tensão-extensão). Provete T [ o C] K F-d [kn/mm] E F-d [GPa] E corr [GPa] F max [kn] σ max [kn] C C * C C C * C * C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C C

153 Os resultados representados na Figura 4.131, embora apresentem uma considerável dispersão para algumas temperaturas (em particular para 60, 150 e 200 o C), mostram uma redução progressiva da rigidez com a temperatura, em particular entre 90 e 120 o C, temperaturas que, como se referiu, compreendem o intervalo de transição vítrea da resina da matriz polimérica Curvas tensão-extensão e módulo de elasticidade As curvas tensão-extensão obtidas de três provetes ensaiados à temperatura ambiente encontram-se representadas na Figura Como esperado, todos os provetes exibem um comportamento elástico-linear característico do FRP, com uma redução progressiva da rigidez para as cargas mais elevadas e que está de acordo com o comportamento exibido pelas curvas força-deslocamento. É importante mencionar que o final das curvas representadas na Figura 4.132, não corresponde à rotura dos provetes, mas sim ao instante em que o extensómetro deixou de ler ou descolou da alma do perfil. Figura 4.132: Curvas tensão-extensão obtidas à temperatura ambiente. O módulo de elasticidade em compressão dos perfis GFRP à temperatura ambiente (E c = GPa), foi medido pelo declive do troço linear das curvas tensão-extensão. No que se refere ao valor do módulo para temperaturas elevadas, tal como referido, decidiu-se não usar extensómetros nesses ensaios, dada à inconsistência verificada nos resultados de tracção e de corte. O método alternativo para determinar, de forma aproximada o valor do módulo de elasticidade para temperaturas elevadas foi o mesmo usado nos ensaios de tracção e consistiu em: (i) medir o valor do módulo (das curvas tensão-extensão) e da rigidez (das curvas forçadeslocamento) a 20 o C, (ii) calcular o factor de correcção a partir do rácio entre os valores anteriores, (iii) medir a rigidez para todas as temperaturas e, finalmente, (iv) estimar o valor do módulo de elasticidade para temperaturas elevadas através do produto da correspondente rigidez com o factor de correcção obtido para 20 o C. 115

154 4. Programa experimental A fiabilidade dos valores do módulo calculados com o processo descrito não pode ser totalmente garantida, uma vez que, contrariamente aos ensaios de tracção e de corte, nos ensaios de compressão os suportes dos provetes eram também aquecidos. Assim, a temperatura nas extremidades dos provetes era diferente, facto que não é tido em conta no processo de cálculo referido mas que pode influenciar os resultados obtidos. A Figura representa os valores do módulo de elasticidade (estimados com base no processo mencionado) em função da temperatura. Como esperado, embora estes resultados sejam menos fiáveis, o seu padrão de variação com a temperatura é similar ao padrão da rigidez de compressão já descrito. Figura 4.133: Variação do módulo de elasticidade de compressão estimado (E corr ) em função da temperatura (média desvio padrão) Resistência à compressão Na Figura 4.134, encontra-se representada a variação da resistência à compressão em função da temperatura. É possível observar que a resistência sofre uma diminuição considerável com a temperatura, variação que pode ser atribuída ao processo de transição vítrea da resina que ocorre no intervalo de temperaturas testadas. Verifica-se também que a redução da resistência é mais pronunciada que a redução obtida para a rigidez. Figura 4.134: Variação da resistência à compressão com a temperatura (média desvio padrão). 116

155 Na Tabela 4.12, encontram-se os valores da resistência em termos do seu valor médio ( ), desvio padrão (σ) e coeficiente de variação (C v ) para a carga máxima (F max ) e resistência à compressão (σ u,c ). Para cada temperatura de aquecimento, os valores da resistência à compressão, normalizada (Δ) em relação aos valores obtidos à temperatura ambiente, são também listados. Tabela 4.12: Resultados obtidos para a carga máxima e resistência á compressão (valor médio ( ), desvio padrão (σ), coeficiente de variação (C v ) e redução em relação ao valor medido à temperatura ambiente (Δ)). T [ o C] F max σ u,c [kn] σ [kn] C v [%] [MPa] σ [MPa] C v [%] Δ [%] Os valores obtidos da resistência normalizada (Δ) mostram que para uma temperatura tão baixa como 60 o C, que pode ser facilmente atingida em aplicações exteriores ou em estruturas de cobertura, a redução da resistência à compressão é da ordem dos 30% em relação ao valor medido à temperatura ambiente. Por outro lado, para uma temperatura de 90 o C, a resistência à compressão obtida é já inferior a metade do valor medido à temperatura ambiente, sendo que para a temperatura mais elevada ensaiada, 250 o C, esse valor sofre uma redução para cerca de 5% do valor medido à temperatura ambiente, o que correspondente a uma degradação considerável desta propriedade Modos de rotura As Figuras a ilustram os modos de rotura observados nos ensaios de compressão para todas as temperaturas testadas. À temperatura ambiente, a rotura foi causada por esmagamento e enrugamento do perfil de GFRP, tendo tal ocorrido de forma mais concentrada nas extremidades do perfil em contacto com as bolachas metálicas. Para temperaturas elevadas, o esmagamento do perfil na zona em contacto com as bolachas tornou-se menos frequente. Para estas temperaturas, a rotura tornou-se mais concentrada na zona central do provete e parece ter sido provocada pelo amolecimento da resina devido ao processo de transição vítrea, que causou a transição progressiva do material do estado sólido para o estado viscoso (borracha). Este processo fez com que se formasse uma dobra/prega a meio do provete, tal como reportado também por Fleck [67] com base numa modelação numérica, e também como observado por Correia et al. [68] durante os testes de flexão em 117

156 4. Programa experimental vigas tubulares. Este mecanismo de rotura ocorre devido ao facto de o amolecimento da resina não confinar mais as fibras no seio da matriz, comprometendo a sua estabilidade lateral e provocando a encurvadura das mesmas. Figura 4.135: Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura ambiente. Figura 4.136: Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 60 o C. Figura 4.137: Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 90 o C. Figura 4.138: Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 120 o C. Figura 4.139: Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 150 o C. 118

157 Figura 4.140: Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 200 o C. Figura 4.141: Modo de ruptura à compressão para provetes ensaiados à temperatura de 250 o C Comparação com outros autores Faz-se na presente secção, uma análise comparativa dos resultados obtidos no presente estudo com os resultados reportados por Keller e Bai [48] e por Wong et al. [49]. Nos estudos realizados por Keller e Bai, foram ensaiadas à compressão colunas de GFRP (tubos com 40 mm de diâmetro, com paredes de 3 mm de espessura e um comprimento de 300 mm) expostos a temperaturas entre 20 e 220 o C. Wong et a.l, por sua vez, estudaram a resistência à compressão de colunas com secção C (com um comprimento de 30 mm e 5 mm de espessura que, tal como nos ensaios realizados no presente estudo, eram encaixados em bolachas metálicas com ranhuras com a geometria do perfil). As colunas ensaiadas por Wong et al. tinham uma secção de mm e foram expostas a uma temperatura variável de 20 a 250 o C. Os ensaios realizados, bem como o respectivo esquema usado por os autores referidos, eram muito idênticos ao esquema usado no presente estudo. Os resultados obtidos nos estudos referidos, em termos de resistência normalizada, encontram-se representados na Figura 4.142, juntamente com os resultados obtidos no presente estudo. Pode-se verificar que os resultados obtidos no presente estudo estão em consonância com os resultados obtidos por Keller e Bai [48] e por Wong et al. [49]. De facto, com excepção dos valores obtidos por Wong et al. para a temperatura de 90 o C, que são ligeiramente superiores aos obtidos no presente trabalho, não existe uma diferença significativa entre a resistência à compressão residual obtida nos três estudos. Assim, esta proximidade de resultados atesta a precisão do procedimento experimental usado e valida os 119

158 4. Programa experimental resultados obtidos. Com este objectivo, é também importante relembrar que no presente estudo foram ensaiados 5 ou 6 provetes por cada série de temperatura, enquanto que nos estudos referidos apenas foram testados 2 no caso de Keller e Bai, e 4 a 5 no caso de Wong et al. Figura 4.142: Comparação da variação da tensão de rotura residual de compressão obtida no presente estudo em função da temperatura, com os resultados reportados por outros autores. A Figura representa a variação da rigidez de compressão em função da temperatura. Os resultados obtidos no presente estudo são comparados apenas com os resultados obtidos por Wong et al. [49], dado que Keller e Bai [48] não apresentam esses valores no seu estudo. Figura 4.143: Comparação da variação da rigidez de compressão residual obtida no presente estudo em função da temperatura, com os resultados reportados por outros autores. Como mencionado, os resultados obtidos no presente estudo em termos de rigidez, apresentam uma dispersão considerável em comparação com os resultados obtidos da resistência. Não obstante, os valores obtidos apresentam uma boa conformidade com os resultados obtidos por Wong et al.[49], onde os valores médios divergem em geral menos de 10%. A maior diferença ocorre para a temperatura de 250 o C (onde a rigidez medida por Wong et al. é consideravelmente superior), podendo essa diferença dever-se ao menor rigor das 120

159 medições realizadas a essa temperatura e também devido à diferença de comprimento dos provetes (30 mm no estudo de Wong et al. e 50 mm no presente estudo), sendo o efeito dessa diferença mais importante para temperaturas mais elevadas. No que se refere aos modos de rotura obtidos no presente estudo, estes também estão de acordo com os modos de rotura obtidos por Wong et al. [49] e por Keller e Bai [48]. Como referido no capítulo 3, para temperaturas baixas (de 20 a 90 o C) Wong et al. [49] reportaram um mecanismo de rotura violento (que, neste caso, foi mais concentrado a meio comprimento dos provetes, Figura 3.21), causado pela encurvadura e rotura das fibras sob compressão axial. Para temperaturas elevadas, a rotura também ocorreu por esmagamento, mas o amolecimento da resina promoveu a encurvadura das fibras e a formação de uma dobra nos provetes. Tanto para as baixas temperaturas como para as altas, é possível identificar de forma clara a encurvadura das fibras e a dobra referida (Figura 3.22). As colunas ensaiadas por Keller e Bai [48] eram consideravelmente maiores que os provetes testados no presente estudo e por Wong et al. [49]. Nos seus ensaios, Keller e Bai observaram uma rotura por esmagamento e encurvadura local, mecanismos que, para temperaturas mais elevadas, eram acelerados devido ao amolecimento da resina (Figura 4.144). Figura 4.144: Modo de rotura obtido por Keller e Bai [48] nos ensaios de compressão por estes realizados. 121

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