Caracterização Mecânica de Poliamídas utilizadas em

Intercoolers

David de Figueiredo Teixeira Faustino

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Mecânica

Orientadores: Profª. Virgínia Isabel Monteiro Nabais Infante

Eng. Luís Paulo Gonçalves Neves

Júri

Presidente: Prof. Luís Manuel Varejão de Oliveira Faria

Orientador: Profª. Virgínia Isabel Monteiro Nabais Infante

Vogal: Prof. Pedro Miguel Gomes Abrunhosa Amaral

julho de 2014

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Agradecimentos

Embora esta trabalho seja, pela sua finalidade académica, um trabalho de valorização intelectual,

há contributos de natureza diversa que não podem nem devem deixar de ser realçados. Por essa

razão, desejo expressar algumas palavras.

Em primeiro lugar, agradeço à Professora Orientadora, Virgínia Isabel Monteiro Nabais Infante,

por todo o apoio prestado não só durante o tempo em que elaborei esta dissertação, mas também

pela disponibilidade demonstrada ao longo do meu percurso académico, pelos conhecimentos

transmitidos e pela forma como trabalhámos.

Ao Engenheiro Luís Paulo Gonçalves Neves e à empresa J.Deus, por toda a cooperação ao

longo deste trabalho, disponibilizando meios e informações essenciais para a sua realização.

A toda a minha família e amigos agradeço o apoio incondicional e motivação que me transmitiram

ao longo do meu percurso académico, sem o qual não teria sido possível para atingir os meus

objetivos. Em especial, a todos aqueles que fizeram deste sonho uma realidade e que, nos piores

e melhores momentos souberam como me apoiar.

Por fim, um agradecimento profundo e sincero a duas pessoas que, apesar de não estarem

presentes, proporcionaram ensinamentos e transmissão de valores imensuráveis. A essas duas

pessoas dedico esta dissertação.

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Resumo

No presente trabalho caracterizou-se diferentes polímeros utilizados no fabrico de componentes

automóveis através de moldação por injeção. Associando os resultados desta caracterização a

uma simulação numérica com base nas condições reais de injeção, foi possível realizar uma

análise estrutural a uma geometria semelhante à de um provete experimental, normalizada,

assim como, a um componente automóvel.

Relativamente ao trabalho experimental, as poliamídas PA6+PA66 GF30, PA46 GF50 e PA 6T/6I

GF50 ou PPA GF50 foram ensaiadas à temperatura ambiente e a altas temperaturas. Ensaios

de tração uniaxial bem como ensaios para obtenção de módulos de Young foram realizados para

uma caracterização quasi-estática dos materiais. Para a caracterização dinâmica destes, foram

realizados ensaios de fadiga a alta temperatura. Neste sentido, o trabalho experimental centrou-

se essencialmente na obtenção de diferentes propriedades inerentes ao comportamento

mecânico dos materiais.

A análise numérica centrou-se na simulação estrutural dos componentes, utilizando para o efeito

softwares de elementos finitos comerciais, Autodesk Moldflow, DIGIMAT e ANSYS. Neste

sentido, as capacidades do ANSYS foram aliadas à capacidade de simulação do Moldflow. Os

modelos de simulação da orientação das fibras do Moldflow permitiram a interação do software

DIGIMAT, e assim, através da simulação consequente do software ANSYS abordar análises

distintas ao componente. Estas análises relacionam-se exclusivamente com o comportamento

do polímero isotrópico ou anisotrópico.

Os resultados obtidos no âmbito desta dissertação permitiram a captura e interpretação do

fenómeno de fratura verificado no componente pela empresa e com isto, propor a realização de

futuras alterações.

Palavras-chave: Intercooler, Termoplásticos, Poliamída, Orientação das fibras de vidro,

Isotropia, Anisotropia

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Abstract

In the present study characterized the different polymers used in the manufacture of automotive

components through injection molding. Combining the results of this characterization to a

numerical simulation based on actual injection conditions, it was possible to perform a structural

analysis similar to the geometry of an experimental, standardized specimen, as well as an

automotive component.

For the experimental work, polyamides PA6+PA66 GF30, PA46 GF50 and PA 6T/6I GF50 or PPA

GF50 were tested at room temperature and at high temperatures. Tensile tests were perfomed

to obtain the quasi static characterization of materials. For the dynamic characterization of these

polymers, fatigue tests were conducted at high temperature. In this regard, the experimental work

has focused primarily on obtaining different inherent mechanical properties of the material

behavior.

The numerical analysis focused on the simulation of structural components using the commercial

software for purpose finite element, Autodesk Moldflow, DIGIMAT and ANSYS. In this sense, the

capabilities of ANSYS were allied to the Moldflow simulation capability. Simulation models of fiber

orientation Moldflow allowed the interaction of DIGIMAT software, and so, through the simulation

of ANSYS software to compute distinct component analysis. These analyzes relate specially with

the behavior of isotropic or anisotropic polymer.

The results obtained in this dissertation led to the capture and interpretation of the phenomenon

of fracture observed in the component by the company and thus, propose to hold future changes.

Keywords: Intercooler, Thermoplastics, Polyamide, Orientation of glass fibers, Isotropy,

Anisotropy

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Índice

Agradecimentos............................................................................................................................. 3

Resumo ......................................................................................................................................... 4

Abstract ......................................................................................................................................... 5

Lista de Figuras ............................................................................................................................. 8

Lista de Tabelas .......................................................................................................................... 11

Nomenclatura .............................................................................................................................. 12

Lista de acrónimos ................................................................................................................. 12

Lista de Símbolos ................................................................................................................... 12

Capítulo I - Introdução ................................................................................................................. 15

1.1. Objetivos .............................................................................................................................. 16

1.2. Estrutura da Dissertação ..................................................................................................... 17

1.3. Projeto e conceção de peças poliméricas ........................................................................... 18

1.4. Intercooler ............................................................................................................................ 19

Capítulo II - Materiais Poliméricos............................................................................................... 21

2.1. Grupos de Materiais Poliméricos ........................................................................................ 21

2.2. Cristalinidade ........................................................................................................................ 23

2.3. Pressão, Volume e Temperatura (PVT) ............................................................................... 25

2.4. Comportamento Mecânico ................................................................................................... 25

Capítulo III - Processos de Transformação de Plásticos e aspetos fenomológicos ................... 27

3.1. Descrição do Processo Convencional de Moldação por Injeção ......................................... 28

3.2. Escoamento do Polímero Durante a Fase de Enchimento do Molde ................................. 29

3.3. Tensão de Corte do Fluxo ................................................................................................... 30

3.4. Viscosidade do Fundido ...................................................................................................... 31

Capítulo IV – Termoplásticos ...................................................................................................... 33

4.1. Poliamída ............................................................................................................................. 33

4.2. Presença de Humidade em Poliamídas .............................................................................. 33

4.3. Termoplásticos Reforçados com Fibras de Vidro ............................................................... 36

4.3.1. Propriedades das Fibras de Vidro ............................................................................... 38

4.3.2. Razão de Aspeto da Fibra ........................................................................................... 39

4.3.3. Importância da Orientação das Fibras ........................................................................ 40

Capítulo V – Fadiga em Polímeros ............................................................................................. 43

5.1 Caracterização do processo de fadiga ................................................................................ 43

5.2. Ciclos de tensão de fadiga e os seus parâmetros fundamentais ....................................... 45

5.3. Curvas S-N .......................................................................................................................... 46

Capítulo VI - Caso de Estudo ...................................................................................................... 51

6.1. Características das Poliamídas ........................................................................................... 51

6.1.1. Poliamída HTV-5H1 – PA6T/6I GF50 ......................................................................... 51

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6.1.2. Poliamída TW241F10 – PA46 GF50 ........................................................................... 52

6.1.3. Poliamída TSG-30/4 W – PA66PA6 GF30 .................................................................. 53

6.2. Caracterização quasi-estática das Poliamídas ................................................................... 53

6.2.1. Poliamída PA6T/6I GF50– Análise Estática ................................................................ 54

Ensaios à Temperatura Ambiente ....................................................................................... 54

Ensaios a Alta Temperatura ................................................................................................ 58

6.2.2. Poliamída PA46 GF50 – Análise Estática ................................................................... 58

Ensaios à Temperatura Ambiente ....................................................................................... 58

Ensaios a Alta Temperatura ................................................................................................ 59

6.2.3. Poliamída PA6PA66 GF30 – Análise Estática ............................................................ 60

Ensaios à Temperatura Ambiente ....................................................................................... 60

Ensaios a Alta Temperatura ................................................................................................ 61

6.3. Caracterização Dinâmica das Poliamídas........................................................................... 62

6.3.1. Poliamída PA46 GF50 – Análise Dinâmica ................................................................. 63

6.3.2. Poliamída PA6PA66 GF30 – Análise Dinâmica .......................................................... 64

Capítulo VII - Simulação Numérica ............................................................................................. 67

7.1. Programa de Simulação Numérica - MoldFLow ................................................................. 67

7.1.1. Tipos de Malhas .......................................................................................................... 68

7.1.2. Modelo de orientação de fibras ................................................................................... 69

7.2. Programa de interface - DIGIMAT ....................................................................................... 70

7.3. Análise de Resultados ......................................................................................................... 72

7.3.1. Provete Experimental .................................................................................................. 72

Condições atuais de processamento .................................................................................. 72

Análise de resultados da simulação numérica quanto ao ciclo de injeção em condições de

produção ...................................................................................................................................... 73

Análise de resultados da simulação numérica quanto à simulação estrutural ................... 74

7.3.2. Caixa Intercooler ......................................................................................................... 76

Material da Caixa ................................................................................................................. 76

Análise de resultados da simulação numérica quanto ao ciclo de injeção em condições de

produção ...................................................................................................................................... 76

Análise de resultados da simulação numérica quanto à utilização do software de interface

DIGIMAT ...................................................................................................................................... 78

Análise de resultados da simulação numérica quanto à simulação estrutural ................... 79

Capítulo VIII - Conclusões ........................................................................................................... 85

Referências ................................................................................................................................. 87

Anexo A: Equipamento utilizado na realização de ensaios ........................................................ 91

Anexo B: Projeto de Amarras para Ensaios ................................................................................ 93

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Lista de Figuras

Figura 1.1 – Representação de intercooler a ar e respectivo circuito [7] ................................. 200

Figura 2.1 – Classificação dos polímeros sintéticos de acordo com a sua estrutura intermolecular

[8] ................................................................................................................................................21

Figura 2.2 – Representação de um plástico cristalino à temperatura ambiente. A área A

representa uma área cristalina e a área B, uma área amorfa [10].................................................23

Figura 2.3 – Diagrama de volume específico em função da temperatura que permite comparar o

diferente comportamento de um polímero com o aumento da sua cristalinidade [8].....................24

Figura 2.4 – Curva PVT da poliamída 46 reforçada com 30% de fibra de vidro [16]......................25

Figura 2.5 – Comportamento mecânico de materiais plásticos. A curva A representa o

comportamento frágil; a curva B representa o comportamento dúctil e a curva C o comportamento

muito elástico [18]........................................................................................................................26

Figura 3.1 – Representação das diferentes camada existentes na solidicação do material fundido

[20]...............................................................................................................................................29

Figura 3.2 – Distribuição da taxa de corte ao longo do material fundido [20].............................30

Figura 3.3 – Orientação molecular ao longo da espessura da peça [20].......................................31

Figura 3.4 – Representação do fluxo de material sujeito a tensões de corte [20]..........................32

Figura 3.5 – Evolução da viscosidade em função da taxa de corte [22]........................................32

Figura 4.1 – Representação de curvas de tensão em função da extensão para a poliamída PA46

GF50 na ausência (esq.) e presença (dir.) de humidade [29].......................................................35

Figura 4.2 – Análise SEM de superfícies após ensaios de tração axial à poliamída PA 6,6 sujeitos

à ausência (esq.) e presença (dir.) de humidade [30]...................................................................36

Figura 4.3 – Reforço de uma fibra cilíndrica numa matriz polimérica: a) em estado não deformado;

b) sob tração [32].........................................................................................................................37

Figura 4.4 – Análise SEM de superfície de provete experimental da poliamída PA 6,6 após fratura

[30]...............................................................................................................................................39

Figura 4.5 – Condições de escoamento do plástico fundido no interior do molde ao longo da

espessura [36].............................................................................................................................40

Figura 4.6 – Orientação das fibras ao longo da espessura de uma peça pelas 3 diferentes zonas

[36]...............................................................................................................................................41

Figura 4.7 – Orientação das fibras numa secção de polipropileno reforçado com fibra de vidro:

(a) secção paralela ao escoamento; (b) secção perpendicular ao escoamento [10] ....................41

Figura 4.8 – Ensaios de tração uniaxial da PA6 GF30 para diferentes orientações de fibras de

vidro. O ângulo de 0º corresponde a uma direção paralela à direção do ensaio uniaxial

[39]...............................................................................................................................................42

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Figura 5.1 – Representação dos períodos de iniciação e propagação inerentes ao processo de

fadiga [44]....................................................................................................................................44

Figura 5.2 – Ciclo de tensões (adaptado de [44]).........................................................................47

Figura 5.3 – Curva S-N para um aço (adaptado de [40]) ..............................................................48

Figura 5.4 – Ensaio de fadiga a 210ºC para a poliamída PA66+PA6 GF50 (adaptado de

[50]) ............................................................................................................................................49

Figura 6.1 – Comparação entre métodos de ensaio (observa-se à esquerda a técnica de video

extensometria e à direita observa-se a técnica de DIC)................................................................55

Figura 6.2 – Representação das diferentes técnicas aplicadas para a obtenção das curvas

tensão-extensão..........................................................................................................................56

Figura 6.3 – Comparação entre as duas técnicas de obtenção do Módulo de Young (vista em

detalhe da Figura 6.2)..................................................................................................................57

Figura 6.4 – Apresentação do ensaio de tração uniaxial da poliamída PA6T/6I GF50..................58

Figura 6.5 – Representação das diferentes técnicas aplicadas para a obtenção das curvas

tensão-extensão..........................................................................................................................59

Figura 6.6 – Apresentação do ensaio de tração uniaxial da poliamída PA46 GF50......................60

Figura 6.7 – Representação das diferentes técnicas aplicadas para a obtenção das curvas

tensão-extensão..........................................................................................................................61

Figura 6.8 – Apresentação do ensaio de tração uniaxial da poliamída PA66PA6 GF30...............62

Figura 6.9 – Ensaio de fadiga a 210ºC para a poliamída PA46 GF50...........................................63

Figura 6.10 – Ensaio de fadiga a 210ºC para a poliamída PA66PA6 GF30..................................65

Figura 7.1 – Elementos básicos: (a) beam, (b) triangle e (c) tetrahedron [20] ..............................68

Figura 7.2 – Tipos de malhas utilizadas: (a) Midplane, (b) Dual Domain e (c) 3D

[20]...............................................................................................................................................69

Figura 7.3 – Representação do processo de homogenização do software DIGIMAT (adaptado de

[65])............................................................................................................................................. 71

Figura 7.4 – Esquema representativo da simulação numérica (adaptado de [65]).......................71

Figura 7.5 – Orientação das fibras para um provete bi-injetado através de análise em

Moldflow......................................................................................................................................73

Figura 7.6 – Representação em vista de corte da orientação das fibras para um provete bi-

injetado através de análise em Moldflow......................................................................................74

Figura 7.7 – Representação da geometria do provete experimental já com a respetiva malha

através de análise em ANSYS.....................................................................................................74

Figura 7.8 – Representação das tensões principais máximas ao longo do provete experimental

proveniente da análise realizada em software ANSYS para comportamento anisotrópico...........75

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Figura 7.9 – Representação das tensões principais máximas ao longo do provete experimental

proveniente da análise realizada em software ANSYS com ampliação de 40x para

comportamento anisotrópico.......................................................................................................75

Figura 7.10 – Representação das tensões principais máximas ao longo do provete experimental

proveniente da análise realizada em software ANSYS para comportamento isotrópico...............76

Figura 7.11 – Representação da malha utilizada na simulação em Moldflow assim como, o local

de injeção, a vermelho.................................................................................................................77

Figura 7.12 – Representação da orientação das fibras proveniente da análise em Moldflow.......78

Figura 7.13 – Representação do mapeamento proveniente da análise através do DIGIMAT.......78

Figura 7.14 – Representação da malha da geometria a analisar através do ANSYS...................79

Figura 7.15 – Representação da caixa utilizada na simulação, com respetiva chapa testa e

ninho............................................................................................................................................79

Figura 7.16 – Representação da uma secção em corte da caixa utilizada na simulação e

ampliação da zona de contacto entre a caixa e chapa testa.........................................................80

Figura 7.17 – Representação a verde, da zona sujeita a condições de fronteira impostas...........80

Figura 7.18 – Representação a vermelho, da zona sujeita à pressão imposta.............................81

Figura 7.19 – Representação da distribuição da deformação ao longo do componente

proveniente da análise realizada em software ANSYS e com análise de material isotrópico.......81

Figura 7.20 – Representação da distribuição de tensões máximas principais ao longo do

componente proveninente da análise realizada em software ANSYS, com ampliação de zonas

potencialmente críticas e com análise de material isotrópico.......................................................82

Figura 7.20 – Representação da distribuição de deformação ao longo do componente

proveninente da análise realizada em software ANSYS, com análise de material anisotrópico...83

Figura 7.21 – Representação da distribuição de tensões máximas principais ao longo do

componente proveninente da análise realizada em software ANSYS, com ampliação de zonas

potencialmente críticas e com análise de material anisotrópico...................................................83

Figura 7.22 – Ensaio de fadiga a 210ºC para a poliamída PA66PA6 GF30 considerando os

resultados obtidos através das simulações numéricas................................................................84

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Lista de Tabelas

Tabela 4.1 – Estrutura química das amidas associdadas às poliamídas através do número de

carbonos existentes na cadeia (adaptado de [23]) ............................................. ........................33

Tabela 4.2 – Análise comparativa entre propriedades de fibras de vidro e fibras de carbono [33]

.................................................................................................................................................. ...38

Tabela 4.3 – Efeito do diâmetro das fibras de vidro nas propriedades mecânicas de uma

poliamída 6,6 reforçada com 30% de fibra de vidro [35] ............................................................ 40

Tabela 6.1 – Propriedades da poliamída PA 6T/6I GF50 (adaptado de [51])................................51

Tabela 6.2 – Propriedades principais de diferentes poliamídas (adaptado de [52])......................52

Tabela 6.3 – Propriedades da poliamída PA46 GF50 (adaptado de [52]).....................................52

Tabela 6.4 – Propriedades da poliamída PA66+PA6 GF30 (adaptado de [53])............................53

Tabela 6.5 – Valores de módulo de Young obtidos......................................................................57

Tabela 6.6 – Valores de módulo Young obtidos...........................................................................59

Tabela 6.7 – Valores de módulo Young obtidos...........................................................................61

Tabela 6.8 – Resumo dos resultados obtidos do ensaio de fadiga para a poliamída PA46

GF50............................................................................................................................................64

Tabela 6.9 – Resumo dos resultados obtidos do ensaio de fadiga para a poliamída PA6+PA66

GF30............................................................................................................................................65

Tabela 7.1 – Características da máquina injetora ENGEL 400.....................................................72

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Nomenclatura

Lista de acrónimos

ASTM – American Society for Testing Materials;

CAD – Computer-Aided Design;

CAE – Computer-Aided Engineering;

DIC – Digital Image Correlation

HCF – High Cyclic Fatigue;

MEF – Método de Elementos Finitos;

RSC – Reduced Strain Closure;

RIM – Reaction Injection Molding;

SEM – Scanning Electron Miscrocope;

Lista de Símbolos

Símbolo Descrição Unidade

A Área superficial; mm2

A Razão de Amplitudes;

b Interseção da reta de tendência linear com eixo

das ordenadas;

d Diâmetro; µm

E Módulo de Young ou de elasticidade; GPa

F Força aplicada; N

h Espessura do material; mm

Kt Fator de concentração de tensões;

L Comprimento; mm

m Declive da reta de tendência linear;

Ni Número de ciclos da fase de nucleação e

iniciação da fenda;

Np Número de ciclos da fase de propagação;

Nr Número de ciclos de fratura;

R Razão de Tensões;

Tf Temperatura de fusão ou amolecimento; ºC

Tg Temperatura de transição vítrea; ºC

V Volume de material;

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ν Velocidade de escoamento;

α Razão de aspeto da fibra;

�̇� Taxa de corte;

Δσ Gama de Tensões; MPa

σ Tensão nominal; MPa

𝜎 Tensor de tensão macroscópico;

σa Amplitude de tensões;

σm Tensão nominal média; MPa

σmáx Tensão nominal máxima; MPa

σmin Tensão nominal mínima; MPa

ε Extensão nominal; % ou mm/mm

𝜀 ̅ Tensor de extensão macroscópica;

η Coeficiente de viscosidade;

τ Tensão de corte;

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Capítulo I - Introdução

Face a uma conjuntura sócio-económica em constante mutação, o comportamento dos setores

industriais nas sociedades é considerado como uma variável de extrema importância. Numa era

em que o poder de compra diminui drasticamente face a elevados padrões de oferta/consumo,

a competitividade das empresas está, cada vez mais, relacionada com a sua capacidade de

inovação. Para que as empresas se mantenham sustentáveis, necessitam de aperfeiçoar os

seus produtos ou serviços, proporcionando/oferecendo soluções inovadoras, de qualidade e a

um menor custo. Assim, o aumento da concorrência, as elevadas mudanças tecnológicas e o

aumento do grau de exigência dos consumidores, leva a que as empresas caminhem cada vez

mais no sentido do aumento de qualidade, exigência e inovação.

Num contexto atual de redução de emissões poluentes refletida na implementação internacional

da norma Euro 6 [1], a indústria automóvel, tem aumentado significativamente o consumo de

plásticos nos últimos anos, impulsionado pelo grande desenvolvimento destes, cujos campos de

aplicação são cada vez mais amplos devido às garantias dadas pelos mesmos. Acrescem-se a

estes factores o constante downsizing dos motores e a crescente presença de diferentes

condições de parâmetros físicos como elevadas temperaturas e pressões.

Tirando vantagem do seu baixo peso e da facilidade de produção em complexas formas

geométricas, comparativamente aos metais, os componente em plásticos fornecem aos veículos

reduções de consumos, associados à diminuição de densidade dos materiais, aumento de

segurança e diminuições de custos.

Assim, a um custo moderado, matrizes poliméricas complexas e especialmente termoplásticos

reforçados com fibra de vidro exibem a rigidez requerida para aplicações estruturais [2].

Neste contexto, a moldação por injeção apresenta-se como processo de fabrico de grande

destaque/importância no processamento de componentes à base de materiais poliméricos.

Perante este cenário, constata-se que algumas das dificuldades verificadas pelas empresas que

utilizam a tecnologia de moldação por injeção provem da falta de sistematização e otimização

não só na construção das ferramentas, como o caso dos moldes, como também na definição das

variáveis de controlo de todo o processo de injeção.

16 | P á g .

1.1. Objetivos

O principal objetivo deste estudo centra-se na caracterização de diferentes polímeros utilizados

no fabrico de componentes automóveis através de moldação por injeção. Associando os

resultados desta caracterização a uma simulação numérica com base nas condições reais de

injeção, procurou-se realizar uma análise estrutural a uma geometria semelhante à de um

provete experimental, normalizada, assim como, a um componente automóvel. Através destas,

espera-se encontrar uma técnica que capture/identifique o fenómeno de fratura do componente.

Numa primeira análise experimental, os polímeros PA6+PA66 GF30, PA46 GF50 e PA 6T/6I

GF50 ou PPA GF50 foram ensaiadas à temperatura ambiente e a altas temperaturas. Ensaios

de tração uniaxial bem como ensaios para obtenção de módulos de Young foram realizados para

uma caracterização quasi-estática dos materiais. Para a caracterização dinâmica destes, foram

realizados ensaios de fadiga a alta temperatura. Procurou-se com esta caracterização comparar

os valores a obtidos com os valores fornecidos pelos fornecedores, assim como, a sua utilização

ao nível da simulação numérica.

Numa segunda análise, os resultados da análise experimental, assim como as condições de

produção reais utilizadas pela empresa foram utilizadas na análise numérica, utilizando para o

efeito softwares de elementos finitos comerciais. Para a realização da análise estrutural utilizou-

se o software ANSYS, no entanto, a simulação do injeção do componente foi realizada através

do software Moldflow. Para a transição de resultados entre estes dois softwares, utilizou-se o

software de interface DIGIMAT. Através da utilização deste software foi possível a realização de

diferentes abordagens ao comportamento do material pois realizaram-se análises ao

componente na presença de material com comportamento isotrópico e anisotrópico. A forma de

interação entre as simulações realizadas e o software DIGIMAT representou um objetivo

secundário aos enunciados pois, a utilização deste software é recente e como tal foi alvo de uma

constante aprendizagem.

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1.2. Estrutura da Dissertação

Para uma melhor compreenção, estruturei a presente dissertação em capítulos de acordo com

os diferentes objetivos.

Para além do capítulo inicial em que se apresenta um enquadramento geral da presente

dissertação, assim como as expetativas a que esta se compromete, surgem 7 capítulos nos quais

se apresenta uma abordagem mais detalhada.

N capítulo 2 é feita uma breve análise às propriedades dos materiais poliméricos, identificando

as diferentes classes de polímeros através das suas características principais e propriedades

com interesse no âmbito da presente dissertação.

No capítulo 3 abordam-se os processos de transformação de plásticos e aspetos fenomológicos,

de modo a enquadrar a metodologia de produção industrial dos componente em análise. Neste

capítulo referem-se algumas propriedades inerentes ao comportamento dos polímeros quando o

componente se encontra em fase produtiva.

O capítulo 4 centra-se nos termoplásticos, apresentando a poliamída como polímero em análise.

Neste sentido, apresentam-se algumas propriedades intrínsecas e extrínsecas às poliamídas tais

como, a presença de humidade, presença de fibra de vidro e consequente orientação. Pretende-

se avaliar/analisar a forma como possíveis alterações no polímero virgem poderão alterar o

comportamento mecânico do polímero injetado.

No capítulo 5 aborda-se a fadiga e respetivos parâmetros fundamentais.

No capítulo 6 abordam-se as poliamídas escolhidas para este estudo, suas inerentes

propriedades e identificam-se os ensaios realizados para a caracterização estática e dinâmica

destes materiais, assim como, as suas metodologias.

O capítulo 7 aborda a simulação numérica da análise estrutural dos componentes, utilizando para

o efeito softwares de elementos finitos comerciais, Autodesk Moldflow, DIGIMAT e ANSYS.

Assim, este capítulo foca as metodologias utilizadas na realização das simulações bem como os

respetivas análises aos resultados.

Por fim, no capítulo 8, apresentam-se as conclusões retiradas ao longo deste estudo e

apresentam-se propostas para trabalhos futuros.

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1.3. Projeto e conceção de peças poliméricas

A competitividade das empresas está, cada vez mais, relacionada com a sua capacidade de

inovação e adaptação ao meio. Para que as empresas se mantenham activas, necessitam de

aperfeiçoar os seus produtos, serviços e métodos, proporcionando e oferecendo soluções

inovadoras, de qualidade a menor custo/preço, com prazos mais reduzidos, otimizando os meios

disponiveis. Assim, o aumento da concorrência, as elevadas mudanças tecnológicas e o

aumento do grau de exigência dos consumidores, conduz a que as empresas caminhem cada

vez mais no sentido do aumento da qualidade/inovação e de resposta às solicitações.

Observa-se durante este estudo que existem muitas condicionantes do desenvolvimento/criação

do projeto de componentes poliméricos recorrendo ao processo de moldação por injeção. Este

facto evidência uma necessidade de compreensão de todo um conjunto de variáveis inerentes

ao processo de injeção, de forma a poder-se assegurar a repetibilidade e qualidade do processo

produtivo para diferentes componentes de uma forma tanto mais sistemática quanto possível.

Devido ao elevado capital investido em investigação e desenvolvimento, é fundamental o

conhecimento prévio e aprofundado dos aspetos relacionados com as operações, uma vez que

estão directamente ligados à operacionalidade, viabilidade e qualidade dos componentes

produzidos.

O processo de injeção depende não só das condições de processamento (parâmetros da

máquina), como também, da combinação de três fatores: polímero, molde e máquina utilizada.

Ainda que o controlo do processo tenha vindo a ser amplamente estudado e relatado em várias

publicações, julgo que ainda padece de muita investigação.

O desenvolvimento e a aplicação de softwares de simulação na análise de projetos de peças

poliméricas, fabricadas a partir do processo de moldação por injeção, têm aumentado

significativamente nos últimos anos. Este facto deve-se ao aumento do número de requisitos a

que os produtos desenvolvidos em materiais poliméricos têm de obedecer e à pressão exercida

pelo mercado sobre o seu lançamento. Estas ferramentas de simulação numérica permitem

diferenciar a qualidade do produto final e obtenção de custos competitivos.

São inúmeros as não conformidades que podem surgir nos componentes injetados, provocando

eventuais problemas ao nível da resistência mecânica e da qualidade superficial, afetando

diretamente a comercialização. Os esforços têm se direcionado no sentido de minimizar

problemas no processo produtivo tanto na conceção do molde de injeção, como na produção do

componente.

Neste contexto, a fundamentação de um projeto que recorra à utilização de ferramentas

sofisticadas de análise e simulação computacional constitui um fator de mais valia e imensurável

para o seu sucesso.

19 | P á g .

1.4. Intercooler A introdução de intercoolers na indústria, remonta aos anos 30, 40 quando, na aviação comercial

se decidiu instalar turbos nos motores. Estes, geravam um aumento de temperaturas no ar que

era comprimido, aquecendo tanto quanto maior fosse a altitude do avião devido às baixas

pressões atmosféricas, pois obrigava a um maior trabalho do turbo por haver menor densidade

de ar. Desta forma, quanto maior fosse o trabalho, maior a produção de calor transmitida ao

motor.

Com a evolução tecnológica, devido à experiência adquirida na utilização destes componentes,

o turbo adquiriu um novo significado, caraterizando-se atualmente como um tipo de compressor

que introduz nos cilindros uma quantidade de mistura superior àquela que seria admitida se o

motor fosse naturalmente aspirado. O turbo é composto por uma turbina e um compressor

centrífugo, ligados por um veio. Os gases de escape do motor são direcionados para a turbina e

induzem o movimento desta, no entanto, por estarem unidos ao mesmo veio o movimento da

turbina provoca a rotação do compressor que irá aspirar ar atmosférico e comprimi-lo para que

seja admitido no motor [3].

A implicação do uso deste sistema induz no ar admitido uma maior densidade, ou seja, para o

mesmo volume será possível introduzir uma maior quantidade de ar. Desta forma, com o uso do

turbo, é possível obter-se maior potência para motores do mesmo tamanho (em comparação

com motores naturalmente aspirados), ou a mesma potência usando motores de menor

cilindrada (menor volume) e, assim, diminuindo o consumo de combustível.

A compressão do ar e o contacto com componentes do motor a elevada temperatura leva a um

aumento da sua temperatura, que consequentemente, levará à diminuição da potência gerada

pelo motor, pois, quanto menor a densidade do ar admitido no motor menos potência será

gerada. Este facto conduz à necessidade do uso de intercoolers.

O intercooler é um permutador de calor, colocado entre o turbo e o coletor de admissão do motor,

que permite arrefecer o ar comprimido através do uso de ar à temperatura ambiente ou de água

(Figura 1.1) [3] [4].

Ou seja, o intercooler tem como função a refrigeração do ar, que é extraído do compressor a

baixa pressão e é posteriormente enviado para o motor. O principal objetivo desta circulação

resume-se no aumento da transferência de calor entre o ar quente quando este circula através

do intercooler.

O propósito da utilização de intercoolers deve-se à procura da redução de temperatura no ar

comprimido. Ar quente que sai do compressor circula através dos tubos internos do intercooler,

transferindo calor para os mesmos, enquanto arrefece. Por outro lado, o ar exterior circula sobre

os tubos e entre os alhetes fixos a estes, transferindo calor dos tubos quentes e alhetes para o

ar exterior arrefecido. Esta transferência de calor permite então aquecer o ar exterior enquanto

ocorre o arrefecimento dos tubos.

A seleção de um intercooler para um dado veículo deve ter em conta vários critérios, tais como,

o espaço existente para a sua colocação, a área frontal de arrefecimento, a construção,

20 | P á g .

concepção e tipo de material. A combinação destas variáveis condiciona a eficiência do

arrefecimento, pois um intercooler 100% eficiente deve ser capaz de arrefecer o ar quente até

uma temperatura igual à temperatura ambiente. Por norma, a eficiência de um intercooler é cerca

de 70%, distinguindo-se pelo seu tipo de fluido, ar/ar (Figura 1.1) ou ar/água. O primeiro

caracteriza-se por ser mais simples, apresentando melhores eficiências a altas velocidades,

maior confiabilidade e requer menor manutenção, assim como menor custo. Por outro lado, os

intercoolers do tipo ar/água possuem maior eficiência a baixas velocidades, provocando menor

perda de pressão do turbo [5] [6].

Como todos os componentes que constituem um automóvel, também o intercooler está sujeito a

imposições por parte dos clientes em promover a redução de peso. Esta restrição é de difícil

conjugação com os crescentes aumentos de pressão e temperatura, que comummente se

refletem em espessuras maiores e/ou intercoolers de maiores dimensões. No esforço de manter

o peso sob controlo, as empresas do ramo recorrem ao plástico onde é possível incorporá-lo –

nas caixas de plástico – sendo o restante corpo do intercolers constituído pelo ninho, cuja função

primordial é a de permutador de calor. A alternativa ao uso de materiais plásticos é o recurso a

alumínio com as consequências de custo de produção, peso e limitações construtivas. O material

usado na produção do ninho do intercooler é o alumínio, as suas propriedades mecânicas e

térmicas, assim como preço, densidade e métodos de produção dos componentes, tornam-no o

melhor candidato.

Figura 1.1 – Representação de intercooler a ar e respectivo circuito [7]

21 | P á g .

Capítulo II - Materiais Poliméricos

O conhecimento das características dos materiais poliméricos é imprescindível para se

compreender o processo de moldação por injeção. Este capítulo começa por distinguir os

diferentes tipos de polímeros através das suas características e seguidamente expõe as

principais propriedades da classe de polímeros com interesse no âmbito da presente dissertação.

2.1. Grupos de Materiais Poliméricos O termo polímero é utilizado para designar compostos químicos resultantes de reações químicas

de polimerização. Na natureza existem muitos polímeros como a celulose, o amido, o algodão,

a borracha, o couro, entre outros. Os primeiros polímeros sintéticos resultaram da procura de

substâncias que reproduzissem as propriedades encontradas nos polímeros naturais.

Os plásticos são materiais poliméricos compostos por moléculas de grande dimensão que

incluem os polímeros obtidos por síntese, as borrachas sintéticas e os plásticos obtidos por

modificação de polímeros naturais. Os termoplásticos, os termoendurecíveis e os elastómeros

são três grupos de materiais poliméricos com elevada importância industrial.

Dependendo do modo como estão ligados química e estruturalmente (Figura 2.1), assim como a

forma a que reagem ao calor, os polímeros sintéticos podem ser divididos em duas classes:

termoplásticos e termoendurecíveis.

Figura 2.1 – Classificação dos polímeros sintéticos de acordo com a sua estrutura intermolecular [8]

Os termoplásticos necessitam de calor para serem enformados e, após serem arrefecidos,

mantêm a forma que adquiriram durante a enformação. Estes materiais podem ser várias vezes

reaquecidos e reenformados sem que ocorra alteração significativa das suas propriedades. Por

outro lado, um material termoplástico não cura quando é aquecido, ao invés, este plastifica e

pode ser moldado na forma desejada, o que representa uma caraterística importante para o uso

de moldagem por injeção no seu processamento. Ou seja, este tipo de polímero quando exposto

a temperaturas elevadas sofre preferencialmente alterações físicas em detrimento de alterações

químicas. Esta propriedade permite que os termoplásticos possam ser reciclados, embora um

22 | P á g .

número limitado de vezes, pois existe degradação durante o processo de reaquecimento. Os

materiais termoplásticos são também separados em duas categorias: os termoplásticos de uso

comum e os termoplásticos de engenharia.

Os termoplásticos de uso comum têm aplicações mais diversas e estabelecidas e os

termoplásticos de engenharia devido às suas melhores propriedades mecânicas,

comparativamente aos anteriores, são geralmente aplicados em substituição de componentes

metálicos, por exemplo, na indústria automóvel.

Os termoendurecíveis são enformados para uma determinada forma permanente e,

posteriormente, curados através de uma reação química. Ao contrário dos termoplásticos, estes

não podem ser refundidos e reenformados, uma vez que se degradam ou se decompõem quando

aquecidos a temperaturas demasiado altas. Componentes fabricados através de polímeros

termoendurecíveis são obtidos por processo de cura, também chamado crosslinking, através da

aplicação de calor. Esta cura caracteriza-se pela aplicação de um processo químico irreversível

que forma ligações entre as cadeias moleculares do material, conferindo-lhe maior rigidez do que

este teria inicialmente. A irreversibilidade induzida pelo processo de cura implica que estes

materiais não possam ser reciclados e processados novamente.

De um modo geral, as vantagens dos plásticos termoendurecíveis em aplicações de engenharia

são as seguintes:

Rigidez elevada;

Resistência mecânica elevada;

Resistência química elevada;

Estabilidade dimensional elevada;

Resistência à fluência e à deformação sob carga;

Baixo peso;

Estabilidade térmica elevada;

Durabilidade;

Os elastómeros, ou borrachas, são materiais poliméricos cujas dimensões podem variar bastante

quando submetidos a tensões mecânicas e que voltam praticamente às dimensões iniciais

quando se retira a tensão responsável pela deformação [9].

No âmbito deste trabalho, que tem por objetivo incidir sobre o processo convencional de

moldação por injeção, tem interesse apenas o estudo dos termoplásticos.

23 | P á g .

2.2. Cristalinidade Na solidificação de um termoplástico a partir do estado líquido, pode formar-se um sólido não

cristalino, designado amorfo, ou um sólido parcialmente cristalino, designado semicristalino, de

acordo com a configuração que apresenta no estado sólido.

Os termoplásticos amorfos nunca formam cristais e as suas moléculas orientam-se

aleatoriamente e de modo “entrelaçado”, de acordo com a Figura 2.1. Por sua vez, os

termoplásticos cristalinos quando são arrefecidos formam cristais rodeados por material amorfo,

conforme demonstra a Figura 2.2, exibindo uma estrutura mais regular e com padrões repetitivos,

o que confere uma maior rigidez ao material. Como a formação de cristais se inicia mais ou

menos simultaneamente em diferentes localizações do fundido, estes nunca poderão convergir

num único cristal e, por isso, não existem materiais 100% cristalinos. Assim, o grau de

cristalinidade pode variar numa gama de valores entre os 20 e os 90% e, por esta razão, estes

materiais são tecnicamente designados por semi-cristalinos. Neste sentido, o grau de

cristalinidade depende do tempo de arrefecimento pois, quanto mais rápido for o arrefecimento

menos cristais se formam [10], [11], [12], [13] e [14].

Assim, quanto mais simples a cadeia, maior será a cristalinidade. Por outro lado, quanto maior a

cristalinidade, maior será a densidade, a resistência mecânica, a resistência ao calor e a

resistência à degradação do material.

Os termoplásticos cristalinos representam cerca de 85% de todos os termoplásticos e são

exemplos a poliamída (PA), o polietileno (PE) e o polipropileno (PP). São exemplos de

termoplásticos amorfos, o acrílico (PMMA), o policarbonato (PC) e o poliestireno (PS) [10].

Figura 2.2 – Representação de um plástico cristalino à temperatura ambiente. A área A representa uma área cristalina e a área B, uma área amorfa [10]

A primeira grande diferença ao nível do processamento entre estas duas classes é o modo como

fundem. Quando começam a ser aquecidos ambos tendem a amaciar, mas os materiais amorfos

continuam este amaciamento gradual até à fusão completa, não tendo por isso um verdadeiro

ponto de fusão. O ponto correspondente a este amaciamento designa-se por temperatura de

transição vítrea. Por outro lado, os materiais cristalinos permanecem relativamente sólidos até

24 | P á g .

atingir uma determinada temperatura, denominada por temperatura de fusão, conforme se

observa na Figura 1.4 [15].

Figura 2.3 – Diagrama de volume específico em função da temperatura que permite comparar o diferente comportamento de um polímero com o aumento da sua cristalinidade [8]

Assim, os termoplásticos cristalinos são mais difíceis de processar pois, fundem a temperaturas

mais elevadas e têm maior tendência a contrair devido à maior densidade dos seus cristais.

Considerando a solidificação e o arrefecimento como processos lentos, na solidificação dos

termoplásticos amorfos, não ocorre uma diminuição brusca do volume específico à medida que

a temperatura díminui, conforme se observa na Figura 2.3. Arrefecendo este material até

temperaturas mais baixas, assiste-se à mudança no declive da curva do volume específico em

função da temperatura. Acima da temperatura de transição vítrea, Tg, os termoplásticos amorfos

têm um comportamento viscoso; abaixo de Tg, estes materiais apresentam um comportamento

frágil, uma vez que o movimento das cadeias moleculares fica muito limitado. Em certa medida,

Tg, pode ser considerada como uma temperatura de transição dúctil-frágil.

Em relação aos termoplásticos semicristalinos, verifica-se, durante o arrefecimento, uma

diminuição súbita do volume específico na passagem pela temperatura de fusão ou de

amolecimento, Tf, conforme se visualiza na Figura 2.3. Esta diminuição de volume específico é

provocada pelo empilhamento mais eficiente das cadeias poliméricas em regiões cristalinas.

Assim, à medida que continua o arrefecimento, assiste-se à passagem pelo patamar de transição

vítrea, em que a estrutura do termoplástico passa a ser constituída por regiões cristalinas numa

matriz vítrea não cristalina.

25 | P á g .

2.3. Pressão, Volume e Temperatura (PVT)

Os materiais poliméricos apresentam coeficientes de expansão térmica e são, geralmente,

bastante compressíveis durante a moldação. Como consequência, há uma variação do volume

específico do material que ocupará a cavidade do molde em função da pressão e temperatura

de operação.

As características de pressão, volume e temperatura são estudadas para analisar o

comportamento dos materiais poliméricos. Obtêm-se curvas experimentalmente que apresentam

os dados de volume específico em função da temperatura, sob constantes variações de pressão,

em gráficos bidimensionais. A Figura 2.4 ilustra, a título de exemplo, as curvas PVT (pressão,

volume e temperatura) da poliamída 46 reforçada com 30% de fibra de vidro, PA46 GF30,

material semelhante aos utilizados no caso de estudo desta dissertação.

Figura 2.4 – Curva PVT da poliamída 46 reforçada com 30% de fibra de vidro [16]

2.4. Comportamento Mecânico Através da mecânica clássica, as propriedades mecânicas dos sólidos elásticos podem ser

descritas pela Lei de Hooke, Equação 2.1, que afirma que ao ser aplicada uma tensão, σ, ao

material, verifica-se uma deformação e que lhe é proporcional, sendo a tensão independente da

velocidade de deformação. Quando esta tensão, σ, é retirada, o corpo recupera completa e

instantaneamente a sua forma inicial. Portanto,

𝜎 = 𝐸. 𝜀 (2.1)

em que 𝐸 representa o módulo de Young, ou de elasticidade.

As propriedades dos líquidos, por seu lado, são descritas pela Lei de Newton. Um fluído

Newtoniano não consegue suportar deformações e, portanto, a resposta instantânea a uma

tensão traduz-se num escoamento víscoso.

26 | P á g .

Assim, a tensão é independente da deformação, mas proporcional à velocidade de deformação,

conforme se verifica na Equação 2.2.,

σ = η . 𝑑𝜀

𝑑𝑡 (2.2)

em que η representa o coeficiente de viscosidade.

Os materiais poliméricos apresentam um comportamento intermédio entre o de um sólido

elástico, Hookeano, e de um líquido viscoso, Newtoniano. Por esse motivo, apresentam

frequentemente contribuição de ambos os tipos de resposta, verificando-se que a predominância

de caráter viscoso ou elástico da resposta a uma solicitação mecânica depende essencialmente

da escala de tempo da experiência [17]:

A aplicação de uma tensão durante um intervalo de tempo longo provoca normalmente

um escoamento viscoso e, portanto, deformação permanente no polímero;

A aplicação de uma deformação muito rápida não dá tempo às moléculas do polímero,

longas e entrelaçadas, de se ajustarem à deformação aplicada, induzindo uma resposta

elástica.

Consequentemente, verifica-se que tanto o módulo de elasticidade, 𝐸, como o coeficiente de

viscosidade, η, variam com a forma como a experiência é realizada. Este tipo de comportamento

é classificado como viscoelástico.

Neste sentido, o comportamento de plásticos sujeitos a cargas pode ser estudado através de

ensaios de tração uniaxial em condições normalizadas.

A Figura 2.5 ilustra as curvas típicas (tensão-deformação) de comportamentos de materias

plásticos.

Figura 2.5 – Comportamento mecânico de materiais plásticos. A curva A representa o comportamento frágil; a curva B representa o comportamento dúctil e a curva C o comportamento muito elástico [18]

27 | P á g .

Capítulo III - Processos de Transformação de Plásticos e aspetos

fenomológicos

A seleção da tecnologia a usar na transformação de plásticos depende de vários fatores, tais

como, a geometria e as dimensões da peça, o custo do projeto, entre outros. Além de uma

abordagem sobre os aspetos envolvidos na seleção do processo para transformação de

plásticos, este capítulo descreve o processo convencional de moldação por injeção e

posteriormente, abordam-se algumas variáveis de controlo do processo e suas influências.

Devido às suas propriedades, os polímeros conseguem em inúmeras situações substituir com

vantagem os materiais metálicos e cerâmicos. De facto, estes materiais permitem a conceção

de peças de elevado grau de complexidade, menor peso, boa qualidade superficial e com custos

significativamente mais reduzidos.

São diversas as tecnologias que transformam e processam polímeros:

Moldação por injeção;

Extrusão;

Termoenformação;

Moldação por compressão;

Moldação rotacional;

Moldação por vácuo;

Moldação por sopro;

Moldação por transferência;

Injeção de baixa pressão – RIM, Reaction Injection Molding.

A escolha da tecnologia de processamento é uma decisão crítica e implica um conhecimento

completo dos métodos de processamento. Portanto, existem vários fatores envolvidos na

seleção do processo para transformação ou processamento de plásticos que devem ser

considerados, nomeadamente [19]:

Geometria da peça

o Simples ou complexa;

o Oca ou maciça;

o Plana ou redonda;

Dimensões

o Grande ou pequena;

o Paredes espessas ou finas;

Volume

o Baixo;

o Médio;

o Elevado;

28 | P á g .

Material

o Termoplástico ou termoendurecível;

o Flexível ou rígido;

o Material singular ou combinado;

Tolerâncias

o Apertadas;

o Médias;

o Grosseiras;

Custo do projeto

o Baixo;

o Médio;

o Elevado.

Muitas outras questões podem ser levantadas na seleção do processo de fabrico, porém, os

processos dominantes industrialmente são a moldação por injeção e a extrusão, uma vez que

são os mais versáteis relativamente aos requisitos pretendidos. A presente dissertação assenta

numa aplicação industrial que contempla processos de moldação por injeção e, portanto, será

esse o processo de fabrico considerado a partir deste momento.

3.1. Descrição do Processo Convencional de Moldação por Injeção

A moldação por injeção é uma das técnicas mais aplicadas para obtenção de peças a partir de

materiais poliméricos termoplásticos e é amplamente discutida, sendo os seus princípios

apresentados em diversas publicações sobre o tema.

Esta técnica produtiva define-se como um processo a partir do qual um material plástico,

originalmente no estado sólido (geralmente sob a forma de grãos), é carregado numa máquina

onde, sequencialmente, é aquecido a fim de plastificar e forçado, sob pressão, a entrar num

molde. No molde, o material fundido preenche a respetiva impressão e arrefece recuperando a

rigidez. O processo conclui-se com a ejeção da moldação. De forma resumida, o conceito

principal de moldação por injeção traduz-se em:

𝑃𝑜𝑙í𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑔𝑟𝑎𝑛𝑢𝑙𝑎𝑑𝑜 + 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 + 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 + 𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒 = 𝑝𝑒ç𝑎 𝑑𝑒 𝑝𝑙á𝑠𝑡𝑖𝑐𝑜

29 | P á g .

3.2. Escoamento do Polímero Durante a Fase de Enchimento do

Molde

O ciclo de moldação é o conjunto de operações que se efetuam numa máquina injetora entre a

produção de duas peças consecutivas. Este ciclo inicia-se pelo fecho do molde, seguido da

injeção do material fundido – fase de enchimento; compactação do fundido – fase de

compactação; arrefecimento do fundido – fase de arrefecimento; e por fim abertura do molde e

ejeção da peça.

Considere-se o molde fechado e o escoamento do fundido a partir do bico de injeção. O primeiro

material injetado enche o gito e os canais de alimentação e em seguida entra na cavidade do

molde. Verifica-se que o material ao entrar em contacto com a parede do molde, que se encontra

a uma temperatura inferior, arrefece e solidifica rapidamente, enquanto que o centro do

escoamento permanece fundido. Ao ser injetado mais material, o material já existente é forçado

a escoar e, consequentemente, vai prolongar a camada solidificada ao longo de toda a parede

do molde, tal como ilustra a Figura 3.1.

Figura 3.1 – Representação das diferentes camadas existentes na solidicação do material fundido [20]

Segundo a Figura 3.1, as setas vermelhas indicam a direção do fluxo de plástico fundido. Ilustra-

se também, através da seta branca, a direção do fluxo de calor do polímero fundido contra as

paredes do molde. Ou seja, a montante o plástico quente flui continuamente, trazendo novo

material e gerando um aumento significativo de calor por fricção. Ao mesmo tempo, perde-se

calor através da camada solidificada na superfície do molde.

Inicialmente, a camada solidificada é muito fina e, por consequência, o calor perde-se muito

rapidamente. Este fenómeno leva a que o material continue a solidificar e que a camada

solidificada veja a sua espessura aumentar, reduzindo assim o fluxo de calor através da parede

do molde. Após algum tempo, a camada solidificada atinge uma determinada espessura em que

o calor perdido por condução é igual ao fluxo de entrada de calor do plástico fundido juntamente

com a geração de calor por fricção. Deste modo, atinge-se uma condição de equilíbrio.

É possível determinar o tempo necessário para que o estado de equilíbrio seja alcançado. No

entanto, este momento é atingido muito rapidamente, geralmente em décimas de segundo.

30 | P á g .

Portanto, a camada solidificada atinge o estado de equilíbrio mesmo no início da fase de

enchimento.

Por consequência, pode-se analisar a espessura da camada solidificada durante a fase de

enchimento. Se se diminuir a taxa de injeção, menos calor será gerado por fricção ao longo das

paredes do molde, logo menor calor será induzido ao fluxo. A perda de calor por condução seria

à mesma taxa e a camada solidificada aumentaria em espessura. Por outro lado, se se aumentar

a taxa de injeção, a camada solidificada torna-se mais fina. Similarmente, maiores temperaturas

do fundido e de superfície do molde dão origem a menores espessuras da camada solidificada

[20]. No entanto, a alteração destes parâmetros deve ter em consideração também outros

aspetos deste processo pois, terá de se ter em conta a possível perda de otimização.

Como exemplo, a alteração da temperatura do aço/molde durante a injeção ou mesmo a

alteração da temperatura do fluído de refrigeração podem potenciar falta de uniformidade na

rugosidade da peça assim como dificuldade na extração da mesma após injeção. Ou seja, por

um lado uma reduzida temperatura do molde ou falta de uniformização desta, gera peças bassas

com textura inadequada, por outro, uma temperatura elevada gera defeitos no acabamento das

mesmas [21]. De referir que estes fenómenos se verificam quando não são cumpridas as

recomendações do fabricante.

3.3. Tensão de Corte do Fluxo

Durante o enchimento da cavidade do molde, o fluxo de material é sujeito a uma tensão de corte,

habitualmente designada como tensão de corte do fluxo. Esta tensão irá orientar o material, ou

seja, fazer com que as moléculas se alinhem na direção do fluxo. Contrariamente, a taxa de

corte, taxa de material que desliza sobre a camada seguinte, varia de um mínimo – no centro

do escoamento – até um máximo – junto à superfície da camada solidificada, conforme ilustra a

Figura 3.2.

Figura 3.2 – Distribuição da taxa de corte ao longo do material fundido [20]

31 | P á g .

A análise da distribuição da taxa de corte numa secção do molde associa-se à forma como ocorre

a orientação das fibras existentes no material fundido e será objeto de análise num capítulo

posterior.

Por outro lado, a forma como se verifica a distribuição desta tensão está na génese das tensões

que se fazem sentir no material após a solidificação, como se discute de seguida.

O arrefecimento do fundido e consequente solidificação do mesmo, tem grande influência na

orientação molecular do material polimérico. Pois, quanto mais lentamente este se realizar,

menor será a orientação das moléculas do polímero, uma vez que dispõem de mais tempo para

relaxar, conforme Figura 3.3.

Figura 3.3 – Orientação molecular ao longo da espessura da peça [20]

Portanto, verifica-se uma grande orientação junto às paredes do molde, o que se explica devido

ao rápido arrefecimento a que esta zona é sujeita. Este arrefecimento deve-se ao facto da

proximidade dos canais de arrefecimento e do contacto com o exterior. Em direção ao centro, é

visível uma redução da orientação molecular, visto que nessa zona o arrefecimento é mais lento,

permitindo maior tempo para a acomodação do material.

Consequentemente, a orientação molecular afeta o padrão de tensão residual. Assim, junto às

paredes do molde desenvolve-se tensões de corte máxima (Figura 3.2), pois, no momento em

que o material solidifica, esta camada fica impossibilitada de reajustar a orientação das

moléculas, sendo que se obteve uma elevada orientação. Adicionalmente, o material orientado

tem uma grande tendência a contrair mas é, de certa forma, impedido de o fazer pelo restante

da zona central. Assim, constata-se que a camada próxima da superfície da peça fica sujeita a

tração, enquanto que o material da zona central fica sujeito a compressão, conforme indicado na

Figura 3.3 [20].

3.4. Viscosidade do Fundido

A viscosidade do fundido carateriza-se como a resistência que o material apresenta ao

escoamento. Em geral, os polímeros fundidos são altamente viscosos devido à sua estrutura

32 | P á g .

molecular de cadeias longas. Utilizando a Figura 3.4 como referência, pode exprimir-se a

viscosidade, ou coeficiente de viscosidade, η, como a razão entre a tensão de corte, τ, e a taxa

de corte, ϒ̇, conforme apresentado na Equação 3.1,

Figura 3.4 – Representação do fluxo de material sujeito a tensões de corte [20]

η =τ

ϒ̇ (3.1)

onde a tensão de corte, τ, é definida pela razão entre a força, F, e a área, A, conforme se

demonstra na equação 3.2,

τ =F

𝐴 (3.2)

Por outro lado, a taxa de corte, ϒ̇, é definida pela razão entre a velocidade, ν, e a espessura, h,

conforme ilustra a equação seguinte,

ϒ̇ =v

ℎ (3.3)

A viscosidade do polímero carateriza-se como uma propriedade essencial para um eficaz

enchimento da cavidade do molde. De acordo com a Figura 3.5, verifica-se que a viscosidade

diminui com o aumento da velocidade, ou seja, com o aumento da taxa de corte e com isso

melhora a fluidez do material.

Figura 3.5 – Evolução da viscosidade em função da taxa de corte [22]

Atendendo às diferentes variáveis apresentadas, a capacidade de produzir um determinado

componente de forma viável, advém da otimização destas em conjunto com o ajuste de

parâmetros de máquina. No entanto, é necessário ter em atenção a interação destas variáveis

com as caracteristicas dos polímeros a processar.

33 | P á g .

Capítulo IV – Termoplásticos

4.1. Poliamída

A primeira poliamída (PA) foi sintetizada em 1935, com o objetivo de substituir a seda, da qual

resultou a PA 6,6 que ficou conhecida pelo nome comercial Nylon. A partir de polimerização, as

poliamídas são produzidas por condensação de um grupo amina com um ácido carboxílico,

contendo quatro elementos químicos básicos: carbono (C), azoto (N), oxigénio (O) e hidrogénio

(H).

Num contexto comercial, existe uma grande variedade de poliamídas, cuja nomenclatura está

associada ao número de átomos de carbono presentes na respetiva unidade de repetição, sendo

as mais usadas a PA 6,6, a PA 6 e a PA 4,6 (Tabela 4.1).

Tabela 4.1 – Estrutura química das amidas associdadas às poliamídas através do número de carbonos existentes na cadeia (adaptado de [23])

Estrutura química da Amida Número de

Carbonos (C) Poliamída

- [NH - (CH2)5 - CO]n - 6 PA 6

- [NH - (CH2)6 - NH - CO - (CH2)4 - CO]n - 6+6 PA 6,6

H - [NH - (CH2)4 - NH - CO - (CH2)4 - CO]n - OH 4+6 PA 4,6

A maior parte das poliamídas partilham características de elevada resistência mecânica, química

e ambiental, adequadas para aplicações com grandes cargas mesmo em condições de serviço

severas, sendo, por isso, muito utilizadas na indústria automóvel (entre outras). A baixa

viscosidade que apresentam, potencia a escolha da moldação por injeção como processo viável

em contexto industrial. Por outro lado, a generalidade das poliamídas são sensíveis à humidade,

o que afeta a sua estabilidade dimensional quando em excesso, tornando-as frágeis quando

desidratadas [23].

Na maioria das aplicações, as poliamídas são reforçadas, maioritariamente por fibra de vidro,

podendo também adicionar-se cargas minerais ou reforços de alto desempenho (como fibras de

carbono), a fim de adicionar algumas propriedades mecânicas importantes.

4.2. Presença de Humidade em Poliamídas

Nas poliamídas, os grupos polares de amida geram fortes interações nas fases cristalina e

amorfa através das ligações de hidrogénio estabelecidas entre as moléculas vizinhas. No

entanto, apesar destas fortes interações, as ligações de hidrogénio apresentam a desvantagem

de não impedir a absorção de água [24] e [25].

34 | P á g .

Neste sentido, a quantidade de água absorvida pelo material é significativa e depende das

condições ambientais, tais como, temperatura e humidade relativa, pois, são condições que

influenciam fortemente as propriedades física, térmica e mecânica do compósito.

Assim, as moléculas de água na fase amorfa conseguem interagir com os grupos amida e,

consequentemente, enfraquecem as ligações de hidrogénio existentes [26] e [27].

Eventualmente, este fenómeno leva a um aumento de mobilidade das cadeias da poliamída –

efeito de plastificação. Por conseguinte, estes fenómenos geram uma modificação no

comportamento mecânico, bem como na transição vítrea da matriz. A este efeito, acrescem-se

fenómenos de dilatação devido à quantidade de água absorvida pela poliamída.

O efeito da plastificação gera diversos impactos nas propriedades da poliamída pois, causa a

redução da temperatura de transição vítrea, assim como, redução da resistência mecânica,

enquanto que aumenta a ductilidade.

Contudo, o fenómeno de dilatação induz uma incompativel expansão de volume das fibras na

matriz e, portanto, gera tensões residuais. Como resultado destas alterações, verifica-se a

diminuição das capacidades do material através da mudança das propriedades inerentes.

Resultados experimentais demonstraram que as condições de humidade relativa, HR, presente

durante sucessivos ensaios influenciam fortemente o nível de dano causado no provete.

Portanto, para ensaios em que o provete apresenta HR=0% (estado vítreo), a iniciação de dano

ocorre a um nível de cargas mais elevado do que para HR=50% (estado de transição) e

HR=100% (estado de borracha), respetivamente. No entanto, condições de humidade relativa

elevada resultam também num aumento significativo de dano [28].

Portanto, conforme o que foi demonstrado, a título de exemplo, apresentam-se dois gráficos,

conforme a Figura 4.1, que relacionam o comportamento da mesma poliamída, PA46 GF50, na

presença de humidade e na ausência desta. Ensaios realizados à mesma temperatura,

demonstram que na presença de humidade assiste-se a uma redução de resistência e aumento

de ductilidade.

35 | P á g .

Figura 4.1 – Representação de curvas de tensão em função da extensão para a poliamída PA46 GF50 na ausência (esq.) e presença (dir.) de humidade [29]

Com o objetivo de comparar a influência de humidade nas suas propriedades, realizaram-se

diversos estudos em superfícies de poliamídas. Recorrendo a análises SEM, Scanning Electron

Miscrocope, para a visualização de superficíes provetes sujeitos a ensaios de tração uniaxial e

ausentes de humidade, verifica-se a não existência de deformação na matriz polimérica, no

entanto, assiste-se ao aparecimento de fendas nesta. Tal facto pode ser observado na Figura

4.2.

Estas singularidades explicam o extremo comportamento frágil que se verifica em ensaios de

tração. Na Figura 4.2 observa-se este fenómeno e, tal como foi exposto anteriormente, verifica-

se um comportamento predominante frágil, quando comparado com provetes na presença de

humidade.

Não obstante, segundo a análise à Figura 4.2, para provetes sujeitos a humidade, análises SEM

provaram que a superfície de algumas fibras apresenta-se lisa, no entanto, a zona da matriz

polimérica encontra-se sujeita a dano físico na interface desta com as fibras [30]. Resultados

indicam que as moléculas de água agem como agente plastificante no material compósito,

proporcionando um aumento de extensão máxima após a absorção de água.

36 | P á g .

Figura 4.2 - Análise SEM de superfícies após ensaios de tração axial à poliamída PA 6,6 sujeitos à ausência (esq.) e presença (dir.) de humidade [30]

4.3. Termoplásticos Reforçados com Fibras de Vidro

Na indústria, de forma a melhorar as propriedades mecânicas, físicas, químicas e/ou eléctricas

dos materiais termoplásticos, é frequente a incorporação de reforços nos materiais plásticos.

Além de reforços, podem ser usados outros aditivos com o intuito de conferir à matriz polimérica

propriedades variadas que afetam as condições de processamento, o desempenho, a estética,

o peso e até o custo global do material. De acordo com a sua função, cada aditivo pode ser

classificado como corante, lubrificante, estabilizante, antioxidante, plastificante, retardador de

chama, anti-estático ou agente de formação de espumas [13].

Tradicionalmente, as fibras foram consideradas como aditivos, pois, devido às suas

desfavoráveis propriedades geométricas, tais como, a sua área superficial e composição química

superficial, apenas poderia ser alterado o módulo de elasticidade do polímero, enquanto que a

sua resistência mecânica se mantinha inalterada. Assim, o maior contributo da adição de fibras

encontrava-se na redução de custos dos materiais, tal como, na redução de ciclos de moldação.

No entanto, com o objetivo de melhorar as propriedades mecânicas dos polímeros,

nomeadamente a resistência mecânica, aplicaram-se adições descontínuas de fibras aos

polímeros através da alteração da forma e da superfície química. Como os reforços inorgânicos

de fibras possuem maior dureza e sofrem menor deformação do que a matriz, origina-se uma

redução generalizada da deformação desta. Esta redução surge especialmente na vizinhança

das particulas adicionadas como resultado da interface entre estas e a matriz. Como se observa

na Figura 4.3, a fibra adere ao polímero, reduzindo a deformação e aumentando a dureza.

Significa isto que, quanto maior o número de fibras por unidade de volume de plástico, maior

será a tensão de rotura e menor será a extensão de rotura do material, embora este

comportamento não ocorra de forma linear [31].

37 | P á g .

Figura 4.3 – Reforço de uma fibra cilíndrica numa matriz polimérica: a) em estado não deformado; b) sob tração [32]

Hoje em dia, os reforços encontram-se geralmente sob a forma de fibras cilindricas, apesar de

também poderem ser utilizados noutras formas geométricas, nomeadamente flocos, esferas ou

partículas. No caso dos termoplásticos, os fabricantes, através do processo de extrusão, por

exemplo, adicionam fibras com comprimentos inferiores a 5 mm que são misturadas com a matriz

polimérica, produzindo-se assim grânulos de termoplástico reforçado que, posteriormente, são

utilizados no processo de moldação por injeção. Fibras de vidro ou carbono e aramídas ou

poliamídas aromáticas (kevlar) caracterizam-se como os reforços de maior utilização [13].

No entanto, a fibra de vidro, pelo facto de aliar um bom comportamento mecânico a um baixo

custo, é o material mais utilizado como reforço na indústria dos plásticos, representando mais de

90% de todos os reforços utilizados em matrizes de materiais poliméricos [12] e [30].

Estudos realizados na poliamída 6,6 e apresentados em diversos artigos científicos, permitiram

demonstrar as influência na incorporação de fibras de vidro nas propriedades deste polímero.

Mais detalhadamente, experiências realizadas através de análises termogravimétricas revelaram

que a aplicação de fibra de vidro permite melhorar a estabilidade térmica dos compósitos. Por

outro lado, análises de calorimetria exploratória diferencial revelaram que a incorporação de fibra

de vidro e percentagens de humidade na matriz polimérica resulta numa redução significativa do

grau de cristalinidade. Aliás, esta redução ocorre independentemente da presença ou não de

humidade. De forma quantitativa, verificaram-se reduções de cerca de 5% no grau de

cristalinidade [30].

Não obstante, através de métodos de determinação das propriedades mecânicas, resultados

indicaram que as temperaturas de transição vítrea são sensíveis à absorção de humidade, no

sentido em que, estas se reduzem na presença de humidade. No entanto, a incorporação de

fibra de vidro na poliamida 6,6 fornece um aumento significativo na resistência do material,

enquanto que, a extensão associada à fratura diminui.

38 | P á g .

4.3.1. Propriedades das Fibras de Vidro

As fibras de vidro caracterizam-se por aliarem uma grande resistência à tração a uma baixa

extensão de rotura, possuindo igualmente um módulo de elasticidade elevado, apesar de ser

bastante inferior ao das fibras de carbono, por exemplo, conforme demonstra a Tabela 4.2.

Caracterizam-se como elementos incombustíveis, com excelente resistência mecânica a

temperaturas elevadas, sem apresentarem detereorização e possuindo boa resistência química.

Outra vantagem das fibras de vidro verifica-se na grande afinidade que denotam na presença de

uma vasta gama de matrizes poliméricas. Estas particularidades, tornam as fibras de vidro em

elementos versáteis e com a particularidade de permitirem um extremo controlo de

permeabilidade no polímero em causa [13] e [12].

Tabela 4.2 – Análise comparativa entre propriedades de fibras de vidro e fibras de carbono [33]

Propriedade Fibra de Vidro Fibra de Carbono

Tensão de rotura [MPa] 3 450 3 800 – 6 530

Módulo de elasticidade

[GPa] 70 - 75 230 - 400

Extensão de rotura [%] 3 - 4 1,40

Densidade [g/cm3] 2,52 - 2,65 1,78 - 1,81

Custo relativo 1 14 - 77

Diversos resultados confirmam que as fibras de vidro agem como eficaz agente reforçante das

poliamídas, pois fornecem rigidez ao material. Segundo Haneefa, a adição de fibra de vidro

aumenta a eficiência das interligações mecânicas, o que leva a um aumento da força friccional

entre as fibras e a matriz. Aumentando a quantidade de fibra de vidro envolvida, gera-se um

aumento de dureza do compósito e, consequentemente, maior energia será necessária para a

fratura do material. Assim, a carga aplicada é transferida para as fibras mais resistentes e rígidas

através da interface fibra-matriz. Como a fração de volume das fibras reforçadas em compósitos

aumenta, assiste-se a um aumento da área de interface fibra-matriz criada e, obviamente, maior

será a percentagem de carga aplicada transferida para as fibras através desta interface.

Consequentemente, maior esforço é necessário para se obter a fratura, resultando num aumento

da resistência do material.

No entanto, se a adesão fibra-matriz é fraca, fendas tendem a formar-se na interface, ligando

secções sobre tensão rapidamente e provocando deste modo a fratura prematura. Não obstante,

se as propriedades mecânicas melhoram significativamente com a introdução de fibras, a adesão

fibra-matriz é forte [34]. Pela Figura 4.4, constata-se a excelente adesão entre diferentes fibras

e a matriz, indicando uma consequente melhoria nas propriedades mecânicas inerentes.

39 | P á g .

Figura 4.4 – Análise SEM de superfície de provete experimental da poliamída PA 6,6 após fratura [30]

Como se verá em seguida, as propriedades mecânicas de um plástico reforçado dependem

largamente do tipo de polímero, da razão de aspeto da fibra, da sua concentração, da sua

dispersão e da sua orientação [13].

4.3.2. Razão de Aspeto da Fibra As fibras são geometricamente caracterizadas pela sua elevada razão de aspeto, que é dada

pela divisão do seu comprimento, L, pelo seu diâmetro, 𝑑, ou seja,

𝛼 =𝐿

𝑑 , (4.1)

em que 𝐿 representa o comprimento e 𝑑, o diâmetro.

Segundo Rosato, a razão de aspeto deve ser entre 5 e 10 para que haja um bom reforço [12].

Por outro lado, a razão de superfície, que é dada pela divisão da área supercifial, A, pelo seu

volume, V, necessita de ser tão elevada quanto possível para que se verifique um reforço eficaz

do polímero. Observe-se a Tabela 4.3, que apresenta como variam algumas propriedades

mecânicas de uma PA 6,6 reforçada com 30% de fibra de vidro com a variação da razão de

aspeto média das fibras, isto é, nas várias amostras ensaiadas assume-se que o comprimento

médio das fibras não se altera e faz-se variar o seu diâmetro. Constata-se que, com o aumento

do diâmetro das fibras, o que equivale a uma diminuição da razão de aspeto, as propriedades

mecânicas tendem a decair ligeiramente. De referir ainda que a razão de aspeto das fibras de

vidro pode ser controlada, aquando do seu processamento, variando tipicamente numa gama de

20 a 200 [13].

40 | P á g .

Tabela 4.3 – Efeito do diâmetro das fibras de vidro nas propriedades mecânicas de uma poliamída 6,6 reforçada com 30% de fibra de vidro [35]

Propriedade Diâmetro das fibras de vidro [µm]

10 11 14 17

Tensão de rotura [MPa]

184 183 174 164

Módulo de elasticidade [GPa]

9,73 9,76 9,55 9,50

Extensão de rotura [%] 2,83 2,80 2,70 2,49

4.3.3. Importância da Orientação das Fibras

Ao contrário das moléculas da matriz polimérica, que são capazes de se orientar e em seguida

relaxar durante as fases de enchimento e de arrefecimento, as fibras de vidro não têm tendência

a se redireccionarem, pelo que, a orientação que estas adquirem durante o enchimento é mantida

durante todo o arrefecimento.

Para se compreender a forma como se orientam as fibras ao longo da espessura é necessário

conhecer-se a dinâmica do escoamento do plástico no interior do molde.

A orientação das fibras de vidro é determinada pelas condições do escoamento no interior do

molde. Condições de orientação diferentes são encontradas não apenas em diferentes áreas do

molde, mas também ao longo da própria secção do escoamento.

Para tal, considere-se a Figura 4.5, que traduz as condições do escoamento do fundido. Pode

observar-se o perfil de velocidades e a distribuição das tensões de corte para uma mesma

secção do escoamento. A tensão de corte máxima localiza-se junto à interface entre a camada

solidificada e o fundido, conforme o Capítulo 3.3, sendo nula no centro. Na frente de fundido, a

combinação entre as tensões de corte e a direção do escoamento fazem com que,

continuamente, elementos do fundido sejam obrigados a passar da camada central para a parede

do molde, fenómeno conhecido como escoamento do tipo “fonte” ou “chafariz” [36] e [37].

Figura 4.5 – Condições de escoamento do plástico fundido no interior do molde ao longo da espessura [36]

41 | P á g .

Figura 4.6 – Orientação das fibras ao longo da espessura de uma peça pelas 3 diferentes zonas [36]

As fibras orientar-se-ão de acordo com as condições descritas anteriormente, pelo que variáveis

processuais como o caudal, a espessura, a viscosidade do fundido e a geometria do ataque

afetam significativamente essa mesma orientação. Tipicamente, podem ser identificadas três

regiões com diferentes orientações de fibras ao longo da espessura de uma peça moldada por

injeção: (1) uma camada superficial, onde as fibras estão orientadas de modo aleatório ou misto,

devido à presença do material que se desloca do centro para as paredes do molde e solidifica;

(2) uma camada intermédia, ou zona de corte, onde as fibras estão orientadas paralelamente à

direção do escoamento devido às tensões de corte que nessa zona se desenvolvem; (3) uma

camada no centro, onde as fibras se orientam na direção perpendicular ao escoamento,

conforme se observa na Figura 4.6 [10] e [36]. Esta distribuição e orientação das fibras resulta

do facto da taxa de corte e do escoamento extensional contribuirem consideravelmente para

estes efeitos.

Na Figura 18 é possível observar-se a morfologia de duas secções retiradas de uma moldação

de um polipropileno reforçado com fibra de vidro. Nestas micrografias distinguem-se claramente

as três camadas com diferentes orientações de fibras tal como foi descrito anteriormente.

De forma genérica, as camadas exteriores representam cerca de 5% da toda a secção do

escoamento, a zona de corte, 80% e a camada intermédia, 15%. Esta taxa de ocupação depende

da taxa de injeção do material, da espessura da parede e da viscosidade do fundido [36].

Figura 4.7 – Orientação das fibras numa secção de polipropileno reforçado com fibra de vidro: (a) secção paralela ao escoamento; (b) secção perpendicular ao escoamento [10]

42 | P á g .

A orientação, direção e grau de orientação das fibras determinam as propriedades mecânicas do

componente moldado. Neste sentido, o material terá uma maior resistência na direção na qual a

maioria das fibras estão alinhadas, no entanto, será relativamente fraco na direção perpendicular

a estas. Nas áreas onde as fibras estão orientadas aleatoriamente, o material não obterá a sua

máxima resistência e exibirá um comportamento isotrópico.

O comportamento macroscópico complexo dos materiais compósitos resulta da interação entre

a matriz e as fibras elásticas, que exibem uma distribuição e orientação complexa. Muitos autores

sugerem uma aproximação micro-modelar para o estudo da resposta global do compósito. Em

primeiro lugar, a orientação e distribuição das fibras deve ser determinada a partir de uma

simulação reológica do escoamento durante a injeção, de acordo com as equações de Jeffery’s

(1922) e Folgar-Tucker’s (1984). Não obstante, Advani e Tucker, afirmaram que a utilização de

tensores é adequada para conciliar a orientação das fibras ao comportamento mecânico

macroscópico [38].

Como resultado, as fibras são suspensas na matriz polimérica e são orientadas durante o

processo de produção em resposta às iterações cinemáticas do escoamento, ao comportamento

das fibras envolventes e à cavidade do molde. Compósitos reforçados com fibras geralmente

apresentam propriedades mecânicas, térmicas e reológicas anisotrópicas. Portanto, a previsão

da orientação das fibras durante o enchimento do molde é importante para que se entendam as

propriedades anisotrópicas do componente plástico final.

Como exemplo ilustrativo, na Figura 4.8, através de ensaios de tração uniaxial, verifica-se a

influência nas propriedades do polímero com alteração da orientação das fibras provocada pela

injeção.

Figura 4.8 – Ensaios de tração uniaxial da PA6 GF30 para diferentes orientações de fibras de vidro. O ângulo de 0º corresponde a uma direção paralela à direção do ensaio uniaxial [39]

43 | P á g .

Capítulo V – Fadiga em Polímeros

5.1 Caracterização do processo de fadiga

O conceito de fadiga aparece associado a diversos fatores e todos eles partem do princípio que

existe uma solicitação cíclica de uma condição ou “variável” que se repete ao longo de um

determinado período de tempo, levando o material a comportar-se de um modo diferente daquele

para a qual estava projetado.

De acordo com Branco [40] cerca de 80 a 90% de todas as ruínas de peças ou estruturas sujeitas

a esforços mecânicos deve-se à fadiga. De acordo com Branco, a fadiga de um metal define-se

como "um fenómeno de enfraquecimento progressivo de um metal quando este está submetido

a cargas dinâmicas ou repetidas". A American Society for Testing and Materials, ASTM, define-

a como um “processo de alteração estrutural permanente, localizado e progressivo, que ocorre

em materiais sujeitos a condições de carregamento não constantes em um ou vários pontos que

originarão uma fissura ou fratura completa após um número suficiente de variações de carga"

[41]. O termo "localizado" indica que o processo de fadiga ocorre apenas em determinados locais

(locais onde existam tensões elevadas devido a transferências externas de carga, variações

bruscas de geometria, entre outras) da peça e não em toda a sua superfície. O termo

"progressivo" indica que o processo acontece durante um certo período de tempo. A rotura por

fadiga, normalmente, acontece sem dar aviso prévio, pois a maioria das fendas não é visível à

vista desarmada. Com o tempo, assiste-se ao crescimento destas fendas que acabam por tornar

inutilizáveis as estruturas ou componentes. De acordo com Dowling [42], os componentes de

máquinas, veículos e estruturas, são frequentemente submetidos a cargas repetidas, o que

poderá originar danos físicos microscópicos nos materiais envolvidos.

Portanto, o processo de fadiga ou, geralmente denominado de fadiga mecânica, pode

considerar-se dividído em quatro etapas [43]:

Nucleação da fenda;

Crescimento microscópico da fenda;

Propagação da fenda;

Rotura final do componente.

Para que se verifique a existência de fadiga no componente é necessária a progressiva

ocorrência das diferentes fases.

As duas primeiras etapas constituem o período de iniciação da fenda, a qual assume uma direção

paralela à tensão de corte máxima. Na terceira fase dá-se a propagação macroscópica da fenda.

Verifica-se que tanto na terceira como na quarta fase, o plano de propagação da fenda passa a

ser praticamente perpendicular à direção de aplicação do carregamento e existe um aumento

significativo da velocidade de propagação.

44 | P á g .

Assim sendo, uma vez iniciado o crescimento da fenda, a concentração de tensões tende a

aumentar e, consequentemente, a velocidade de progressão da fenda aumenta, pois a área que

sofre tensões restringe-se e a magnitude da tensão eleva-se, levando à fratura final do

componente. Esta explicação encontra-se esquematizada na Figura 5.1.

Figura 5.1 – Representação dos períodos de iniciação e propagação inerentes ao processo de fadiga [44]

A nucleação de fendas à superfície é facilitada face às fendas interiores devido ao facto da

deformação plástica dos grãos que se encontram à superfície ser mais fácil que a dos grãos

interiores. Assim, para tensões nominais na zona da tensão de cedência do material, a nucleação

de fendas verifica-se geralmente nos limites de grão.

Nesta etapa verifica-se a fase inicial da deterioração por fadiga, ocorrendo um crescimento de

bandas de escorregamento, pois a deformação plástica existente não é completamente

reversível. A própria alternância nas direções da deformação plástica leva a que na superfície do

componente surjam extrusões e intrusões de escorregamento. Estas irregularidades superfíciais

originam fendas na superfície ou próximo desta que se propagam para o interior segundo planos

submetidos a tensões de corte elevadas. Esta fase de crescimento/propagação considerada

inicial dá-se a uma velocidade muito lenta.

Posteriormente, ocorre um crescimento em planos em que se verificam fenómenos de tração

intensos, originando aumentos de velocidade de crescimento da fenda. Nesta etapa, surgem

estrias de fadiga à medida que a fenda aumenta as suas dimensões.

Por fim, quando a fenda tiver percorrido uma área considerável e o material na seccão excedente

não conseguir suportar a carga aplicada, ocorre a fratura.

45 | P á g .

5.2. Ciclos de tensão de fadiga e os seus parâmetros

fundamentais

A análise de estruturas relativamente ao seu comportamento face à fadiga remete para duas

categorias nas quais o projeto mecânico se apoia: a vida segura e a aproximação da tolerância

ao dano. A diferença principal entre estas reside na forma como a fenda se inicia e como as

fases da propagação são tratadas. Para a tolerância ao dano estabelece-se que todos os

materiais possuem defeitos e os mesmos são introduzidos aquando a produção do componente,

podendo desenvolver-se apenas quando o componente se encontra em serviço. Esta categoria

envolve a mecânica da fratura.

Para a categoria denominada vida segura, a falha por fadiga de um componente ou estrutura

não fissurada é definida em termos de tensão ou extensão aplicada.

Assim, a rotura por fadiga só se verifica se a tensão nominal aplicada ultrapassar um determinado

valor limite. Sempre que esta aumentar acima desse valor, o período de iniciação da fenda

diminui. Portanto, em peças com concentração de tensões aplicadas suficientemente elevadas,

o período de iniciação da fenda pode ser reduzido e o período de propagação torna-se

predominante [40].

A concentração de tensões desempenha assim um papel muito importante em fadiga.

De uma forma geral, a resistência à fadiga é influenciada por zonas de elevada concentração de

tensões. Em condições de carga estática, o fator de concentração de tensões, definido por Kt,

define a razão entre a tensão máxima na região de descontinuidade (irregularidade geométrica,

frequentemente associada a zona de concentração de tensões) e a tensão nominal. Assim

sendo, e de acordo com Walter D. Pilkey [45] , para um provete liso tem-se Kt=1 e para um

provete com um entalhe Kt> 1.

O modo de quantificar a duração de todas as etapas do processo de fadiga denomina-se por

número de ciclos. Este, traduz a soma do número de ciclos associados às fases de nucleação e

de iniciação da fenda, Ni, com o número de ciclos envolvidos na fase de propagação, Np:

𝑁𝑟 = 𝑁𝑖 + 𝑁𝑝 , (5.1)

em que Nr se designa por número de ciclos de fratura.

Por outro lado, a relação entre o número de ciclos de iniciação e de propagação depende do tipo

de defeito inicial, pois quanto menor for este, maior vai ser o número de ciclos necessários no

processo de nucleação e iniciação da fenda.

Relativamente ao número de ciclos surgem duas classes distintas, a fadiga oligocíclica, Low

Cycle Fatigue (LCF) e a fadiga supracíclica, HighCyclic Fatigue (HCF). A fadiga oligocíclica tem

esta denomição devido ao número de ciclos até a rotura ser inferior a 105 ou 107. A LCF ocorre,

geralmente, quando a amplitude de tensão e temperatura são muito elevadas e de frequência

baixa, causando enormes deformações plásticas. Por outro lado, em HCF existe deformação em

domínio elástico, podendo por vezes ocorrer em domínio plástico. A falha por HCF é

normalmente originada devido a vibrações ou a aplicação de cargas relativamente pequenas.

46 | P á g .

Componentes sujeitos a HCF passam grande parte da sua vida no período de iniciação de

fissuras.

A fadiga oligocíclica tem enorme interesse pois na prática este fenómeno verifica-se com elevada

frequência, observando-se tensões geralmente elevadas e baixo número de ciclos, não

significando que o tempo até à rotura seja mínimo, mas sim que se as frequências de aplicação

da carga são menores, o seu tempo de duração pode ser elevado.

Neste modelo de fadiga, visto que a amplitude de tensão demonstra ser constante e que a tensão

a que o componente se encontra sujeito é superior à tensão de cedência, verifica-se após os

descarregamentos, fenómenos de histerese. Estes fenómenos tem tendência a deslocar-se no

sentido crescente das extensões até que se verifique a fratura.

5.3. Curvas S-N

O método mais utilizado na análise dos resultados, obtidos através dos ensaios de fadiga, reside

na utilização de curvas S-N, stress-life curve. O método de obtenção destas curvas consiste em

registar o número de ciclos a que um provete foi sujeito até à sua rotura final. Assim, obtém-se

uma curva S-N que relaciona a tensão aplicada com o número de ciclos. Devido ao facto do

número de ciclos oscilar rapidamente face às tensões aplicadas, é usual utilizar-se uma escala

logarítmica.

Os provetes podem ser submetidos a tensões diferentes consoante a sua geometria. Cada

provete está sujeito a uma amplitude de tensão que se mantém constante durante todo o ensaio.

Se este não sofrer rotura até determinado número de ciclos, definido previamente e adequado

ao tipo de aplicação/material, considera-se a existência de vida infinita.

Apesar da análise de fadiga de um componente ser normalmente apresentada com uma única

linha numa curva S-N, para um dado valor de tensão existe uma discrepância face ao número

de ciclos real, pois o provete não se fratura exatamente no mesmo número de ciclos em dois

ensaios consecutivos. Esta diferenciação deve-se a uma aleatória distribuição dos defeitos

presentes no material, podendo a mesma ser verificada através de uma análise microscópica.

Através de uma análise estatística, uma curva S-N apresenta cerca de 50% de probabilidade de

falha, ou seja, para uma tensão σ1, em 50% dos testes realizados ao mesmo material com

diferentes provetes, concluí-se que os mesmos falham antes de um N1 número de ciclos [46].

Por outro lado, as curvas S-N permitem relacionar o número de ciclos até à rotura de um

componente com um valor de tensão correspondente, não havendo distinção entre a fase de

iniciação e a fase de propagação de fendas.

Geralmente, as curvas são traçadas com base no valor de tensão, correspondente a um ciclo

alternado. Sendo que o valor de tensão, abaixo da qual não há rotura por fadiga, define-se como

tensão limite de fadiga.

47 | P á g .

Figura 5.2 – Ciclo de tensões (adaptado de [44])

Observando a Figura 5.2, e de acordo com Dowling [42], para uma análise de ensaios de

fadiga com uma amplitude constante de tensões, a gama de tensões, ∆𝜎, é dada por

∆𝜎 = 𝜎𝑚𝑎𝑥 − 𝜎𝑚𝑖𝑛 , (5.2)

em que 𝜎𝑚𝑎𝑥 representa a tensão nominal máxima e 𝜎𝑚𝑖𝑛 a tensão nominal mínima. Por outro

lado, a tensão média, 𝜎𝑚, é obtida através de,

𝜎𝑚 = 𝜎𝑚𝑎𝑥 + 𝜎𝑚𝑖𝑛

2 (5.3)

e a amplitude de tensões, 𝜎𝑎 , é dada por,

𝜎𝑎 = 𝜎𝑚𝑎𝑥 − 𝜎𝑚𝑖𝑛

2 . (5.4)

A estas variáveis adicionam-se algumas razões geralmente utilizadas, tais como a razão de

tensões, stress ratio, R,

𝑅 = 𝜎𝑚𝑖𝑛

𝜎𝑚𝑎𝑥 (5.5)

e a razão de amplitudes, amplitude ratio,

𝐴 = 𝜎𝑎

𝜎𝑚 (5.6)

Os valores de tensão presentes numa curva S-N são, normalmente, tensões nominais máximas.

Esses valores, tal como o número de ciclos total, apresentados em escala logarítmica, são

provenientes da seguinte equação:

log 𝜎𝑎 = log 𝐶′ − 𝑐. log 𝑁𝑟 , (5.7)

em que os valores de c e C' são constantes do material e das condições de ensaio e Nr representa

o número total de ciclos a que o provete foi submetido.

Na Figura 5.3, apresenta-se um exemplo de uma curva S-N para um dado material.

48 | P á g .

Figura 5.3 – Curva S-N para um aço (adaptado de [40])

Relativamente à falha por fadiga em termoplásticos, esta, geralmente, ocorre em duas fases.

Numa primeira fase, verifica-se a acumulação de dano inerente ou fase de iniciação. Este dano

acumulado dará origem ao crescimento de fendas e propagação das mesmas durante a fase de

propagação. No geral, todo este processo está relacionado com a formação e desenvolvimento

de micro defeitos no polímero [47]. Assim, a nível microscópico, as propriedades do material

sofrem alterações, o mesmo não acontece a nível macroscópico.

A acumulação de dano e posteriores fendas, surgem, normalmente, em falhas na superficie ou

vazios internos, afetando significativamente a deformação ao redor desta zona, assim como, o

comportamento mecânico do polímero [48].

De um ponto de vista de análises dinâmicas a polímeros, em geral, a frequência cíclica do ensaio

dinâmico determina o modo de falha do polímero durante o mesmo. Pois, esta falha pode ocorrer

devido a falha térmica ou falha por fadiga [49]. No entanto, a sensibilidade à frequência depende

do polímero em causa. Por exemplo, o polimetil-metacrilato, PMMA, e o poliacetal, POM,

apresentam uma forte sensibilidade à frequência de ensaio, por outro lado, a poliamída 6,6 e o

policarbonato apresentam uma fraca sensibilidade. Acrescenta-se o facto desta frequência

permitir determinar o nível de tensões em que a falha térmica ocorre antes da falha por fadiga.

A título de exemplo, para o POM, a falha térmica ocorre a níveis de tensão superiores a 21,6

MPa se a frequência se aproximar de 5 Hz. No entanto, se a frequência de ensaio diminuir para

cerca de 1,7 Hz, a falha térmica ocorre a 27,8 MPa [49].

Na Figura 5.4, a título de exemplo de um ensaio dinâmico, apresenta-se a curva S-N de uma

poliamída PA6+PA66 GF50. Para este estudo, os ensaios foram realizados a uma temperatura

de 210ºC, com uma razão de tensões de 0,1 e frequência de ensaio de 10 Hz. Estes resultados

serão utilizados posteriormente.

49 | P á g .

Figura 5.4 – Ensaio de fadiga a 210ºC para a poliamída PA6+PA66 GF50 (adaptado de [50])

y = 52.95x-0.078

R² = 0.9383

10

100

1.00E+02 1.00E+03 1.00E+04 1.00E+05 1.00E+06 1.00E+07

TEN

SÃO

MÁ

XIM

A (

MP

A)

NÚMERO DE CICLOS (ESCALA LOGARÍTMICA)

Poliamída PA6+PA66 GF50

Ensaio de Fadiga210ºC

50 | P á g .

51 | P á g .

Capítulo VI - Caso de Estudo

6.1. Características das Poliamídas

Face ao caso de estudo analisado e de acordo com a aplicação industrial em causa, estudaram-

-se três poliamídas com particularidades distintas, nomeadamente a PA6T/6I GF50, a PA46

GF50 e a PA66PA6 GF30.

6.1.1. Poliamída HTV-5H1 – PA6T/6I GF50

A poliamída HT1V-5 HY black 9205, fornecida pela empresa GRIVORY EMS e conhecida como

PA 6T/6I GF50 (ISO) ou PPA (ASTM), classifica-se como um copolímero reforçado com 50% de

fibra de vidro e baseado numa estrutura semi-cristalina.

Trata-se de um material adequado para utilização em processos de injeção e é utilizado

maioritariamente em aplicações na indústria automóvel devido às suas excelentes propriedades

mecânicas. Elevadas performances a altas temperaturas, alta resistência à distorção associada

ao calor e elevada resistência mecânica qualificam esta poliamída como excelente solução na

produção de intercoolers. Na Tabela 6.1 encontram-se resumidas algumas propriedades desta

poliamída.

Tabela 6.1 - Propriedades da poliamída PA 6T/6I GF50 (adaptado de [51])

Propriedade PA 6T/6I GF50

Módulo de Young (GPa) a

25ºC

Seco 18

Presença de Humidade

17,5

Temp. Fusão (ºC) 325

Temperatura Serviço Máxima (ºC)

250

Absorção de Humidade (%) 1,3

A preparação deste material quer num contexto laboratorial, quer num contexto de produção

industrial, requer que haja um processo de secagem. Este processo permite a redução de

humidade presente no material para valores inferiores a 0,10%, quando realizado a uma

temperatura de secagem de 80ºC e duração entre 4 a 12 horas, segundo indicações do fabricante

[51] .

52 | P á g .

6.1.2. Poliamída TW241F10 – PA46 GF50

A poliamída TW241F10, fornecida pela Stanyl e geralmente conhecida como PA46 GF50, foi um

dos três polímeros selecionados para esta análise.

A principal característica da poliamída 4,6 é a sua alta resistência mecânica ao calor. Apesar da

sua estrutura química ser semelhante à da poliamída 6,6, conforme a Tabela 4.1, tem um número

mais elevado de grupos amida por unidade de comprimento da cadeia e uma maior simetria da

cadeia. Estas particularidades conferem a este material uma temperatura de fusão mais elevada,

uma maior taxa de cristalização e ainda um maior grau de cristalinidade, segundo a Tabela 6.2.

A denominação deste polímero deriva também da presença de fibra de vidro que foi adicionada

durante o processo de produção. Neste caso, a poliamída foi reforçada com 50% de fibra de

vidro.

Tabela 6.2 – Propriedades principais de diferentes poliamídas (adaptado de [52])

Propriedade PA 6 PA 6,6 PA 4,6

Ponto de fusão [ºC] 225 265 295

Densidade [kg/m3] 1 140 1 140 1 180

Taxa de cristalização

[min-1]

a 200ºC 0,2 6 >15

a 230ºC 0 0,7 10

O elevado grau de cristalinidade da PA 4,6, cerca de 70%, quando comparado com os 50% da

PA 6,6, resulta numa maior temperatura de distorção por calor, cerca de 190ºC, para uma

poliamída não reforçada e, cerca de 290ºC, para uma poliamída reforçada com fibra de vidro.

Estas características tornam a PA 4,6 particularmente interessante pois consegue reunir

excelentes propriedades mecânicas a temperaturas de serviço bastante elevadas [52]. Na

Tabela 6.3 encontram-se resumidas algumas propriedades desta poliamída. De notar o

significativo efeito da influência de fenómenos de absorção de humidade nas propriedades do

material.

Tabela 6.3 – Propriedades da poliamída PA46 GF50 (adaptado de [52])

Propriedade PA46 GF50

Módulo de Young (GPa) a

25ºC

Seco 16

Presença de Humidade

10

Temp. Fusão (ºC) 295

Absorção de Humidade (%) 1,85

53 | P á g .

6.1.3. Poliamída TSG-30/4 W – PA66PA6 GF30

O Grilon TSG-30/4 W, conhecido geralmente como PA66+PA6 GF30, pertence a uma gama de

plásticos utilizados em engenharia baseados na poliamída 6 e poliamída 66, com adição de fibra

de vidro e produzidos pela EMS-GRIVORY. Esta gama de poliamídas semi cristalinas qualifica-

se pelas suas boas propriedades mecânicas e pela sua resistência a altas temperaturas

inerentes também ao reforço com fibra de vidro (30% neste caso). Outra grande vantagem

inerente a esta poliamída relaciona-se com a sua versatilidade pois, para além das aplicações

na indústria automóvel verifica-se a sua utilização noutros sectores como o electrónico.

Como forma de melhorar as propriedades da poliamída primária, são adicionadas fibras de vidro

que permitem melhorias substanciais nas suas propriedades mecânicas, como já discutido

anteriormente. Na Tabela 6.4 encontram-se resumidas algumas propriedades desta poliamída.

Tal como anteriormente, verifica-se o significativo efeito da influência de fenómenos de absorção

de humidade nas propriedades do material.

Tabela 6.4 - Propriedades da poliamída PA66+PA6 GF30 (adaptado de [53])

Propriedade PA66 + PA6 GF30

Módulo de Young (GPa) a

25ºC

Seco 9,7

Presença de Humidade

6

Temp. Fusão (ºC) 260

Temperatura Serviço Máxima (ºC)

230

Absorção de Humidade (%) 2

6.2. Caracterização quasi-estática das Poliamídas

A caracterização mecânica dos materiais poliméricos em estudo foi efetuada através de ensaios

experimentais de tração uniaxial de provetes normalizados. Estes ensaios permitiram

caracterizar os materiais à temperatura ambiente, assim como, a altas temperaturas, simulando

condições idênticas às que os mesmos estão sujeitos em serviço.

Os resultados destas análises serviram de base para a análise dinâmica realizada

posteriormente, assim como para a simulação numérica.

A exatidão das propriedades tensão-extensão presentes nos materiais plásticos é altamente

dependente de diversos fatores como a forma de aplicação da carga, temperatura, histórico de

carregamento do provete, etc. As curvas tensão-extensão para os plásticos, determinadas

através da norma D 638 [54], apresentam geralmente uma região linear a baixas tensões e, onde

se pode calcular as propriedades da zona elástica, como o módulo de Young. No entanto, para

54 | P á g .

os materiais em análise, tal facto não ocorreu e, como tal, recorreu-se a métodos alternativos

para obter o módulo de Young de cada material.

Os ensaios de tração uniaxial para cada políamida seguiram as condições estabelecidas pela

norma ISO 527 [54] no que respeita à geometria e condições de ensaio. Antes da realização dos

ensaios mecânicos efetuou-se a medição das dimensões iniciais de cada provete. Estas

dimensões, assim como os registos da célula de carga e do transdutor de deslocamento da

máquina de ensaios, permitiram obter as curvas nominais de força e deslocamento ao longo de

cada ensaio [54].

6.2.1. Poliamída PA6T/6I GF50– Análise Estática

Ensaios à Temperatura Ambiente

Através da realização de ensaios à temperatura ambiente foi possível obter o módulo de Young,

propriedade intrínseca dos materiais, dependente da composição química, microestrutura e

defeitos. Tal como já discutido, o módulo de Young define-se como um parâmetro mecânico que

fornece uma medida da rigidez de um material sólido. Trata-se um parâmetro fundamental em

engenharia pois, está associado a outras propriedades mecânicas, como por exemplo, a tensão

de rotura, a variação de temperatura crítica para a propagação de fendas, entre outras.

Para o cálculo deste parâmetro, realizaram-se duas análises distintas no sentido de comparar a

veracidade dos resultados obtidos. Neste sentido, recorreram-se a ensaios com video

extensometria e DIC, Digital Image Correlation.

A utilização de video-extensómetros em ensaios de tração baseia-se no acoplamento ao

equipamento de ensaios de um vídeo-extensómetro que permite calcular o alongamento do

provete através de processamento digital de imagens. Este processamento consiste na deteção

de dois pontos marcados no provete através de uma câmara e posterior processamento de dados

para a obtenção de valores de alongamento [55].

Através de uma função que deteta o centro geométrico de cada região, obtém-se a distância em

pixels aplicando cálculo Euclidiano para distância entre dois pontos. Posteriormente, são

efetuadas conversões para a obtenção do alongamento em milímetros. Esta conversão depende

diretamente de uma calibragem feita previamente com a distância entre a lente da câmera e o

provete [56].

Esta técnica experimental mostra-se ideal para ensaios em ligas metálicas e em plásticos pois,

para este método, não existe contacto com os provetes, sendo este método isento de partes

móveis e baseando-se apenas no contraste das cores, o que o torna resistente aos efeitos da

iluminação ambiente. Assim, somando este sistema às potencialidades da célula de carga e aos

sensores já existentes no equipamento, é possivel obter resultados alusivos à tensão e extensão

verificada e, desta forma, obter diferentes propriedades mecânicas tais como o módulo de

elasticidade ou módulo de Young [57].

55 | P á g .

Para a caracterização das propriedades dos materiais na sua gama de serviço, tal como a técnica

de video extensometria, o método DIC apresenta-se como uma ferramenta útil.

Este método utiliza dois sensores estereoscópicos que permitem a focagem de cada ponto/pixel

e posterior transformação desta leitura em imagem plana. Assim, sabendo os parâmetros de

imagem de cada sensor (parâmetro intrínseco) e a orientação deste face ao contíguo (parâmetro

extrínseco) é possível calcular a posição de cada ponto. Posteriormente, através de padrões de

intensidade estocástica na superfície do provete, a posição de cada ponto em duas

imagens/fotografias consecutivas é identificada através da aplicação de algorítmos correlativos.

A análise destes dados permite por fim, a determinação da localização e amplitude da extensão

máxima. Deste modo e em conjunto com os dados provenientes do equipamento de ensaios,

tais como, o deslocamento do travessão e evolução da força aplicada, é possível obter curvas

de tensão-extensão [58]. Na Figura 6.1 observa-se a forma final como os provetes fraturam após

a realização dos devidos ensaios.

Figura 6.1 – Comparação entre métodos de ensaio (observa-se à esquerda a técnica de video extensometria e à direita observa-se a técnica de DIC)

Face ao exposto, apresentam-se os resultados desta análise em forma de gráfico, em que se

observam as diferentes curvas tensão-extensão para cada ensaio. De salientar que, devido ao

número limitado de provetes, realizaram-se 3 ensaios utilizando a técnica de DIC e, apenas 1

ensaio utilizando video extensometria.

56 | P á g .

Figura 6.2 – Representação das diferentes técnicas aplicadas para a obtenção das curvas tensão-extensão

Através da Figura 6.2, optou-se por calcular o módulo de Young através de dois métodos

distintos. Numa primeira abordagem, utilizou-se uma metodologia apresentada pela norma D 638

[54], que indica que para materiais que não exibem região de proporcionalidade de tensão

evidente, o módulo de Young deve ser calculado numa zona de extensões entre 0,0005 e 0,0025

mm/mm (0,05 e 0,25%). Assim, o método de cálculo utilizado resume-se a,

𝐸 =𝜎2−𝜎1

𝜀2−𝜀1 (6.1)

em que, 𝜀1 = 0,0005, 𝜀2 = 0,0025 e 𝜎1, 𝜎2 são as tensões em 𝜀1 e 𝜀2, respetivamente.

Por outro lado, numa segunda abordagem, utilizou-se o software Curve Expert1 para se obter a

regressão linear de cada ensaio e, deste modo calcular o respectivo módulo de Young. A

principal diferença entre os dois métodos aplicados, reside na forma como o cálculo foi feito pois,

enquanto que numa primeira abordagem se considerou as tensões em 𝜀1 = 0,0005 e 𝜀2 =

0,0025, na segunda abordagem considerou-se 𝜀1 = 0 e 𝜀2 = 0,0025. Desta forma, procurou-se

anular as variações que se fizeram sentir ao longo do início de cada ensaio pois, fenómenos de

escorregamento e falta de precisão de leitura deram origem a oscilações inesperadas de

resultados, nomeadamente no que respeita à tensão.

Na Figura 6.3 é possível observar as diferenças entre as duas abordagens descritas. Utilizando

como exemplo a análise realizada através de video extensometria, observa-se que para a curva

linear apenas se considerou o ponto inicial 𝜀1 = 0 e 𝜀2 = 0,0025, desprezando as oscilações que

possam resultar da variação dos pontos intermédios. Relativamente à curva a utilizar através da

1 Este software permite a utilização de diversos modelos de regressão, linear e não linear, assim

como vários métodos de interpolação para representar dados graficamente através de

metodologias precisas.

0

50

100

150

200

250

300

0 0.005 0.01 0.015 0.02

Ten

são

(M

Pa)

Extensão (mm/mm)

Ensaios de Tensão-Extensão

Ensaio 1 - DIC Ensaio 2 - DIC

Ensaio 3 - DIC Ensaio - Video Extensómetro

57 | P á g .

norma D 638 [54], conclui-se que a presença de oscilações inerentes ao ensaio realizado afeta

os respetivos resultados.

Figura 6.3 – Comparação entre as duas técnicas de obtenção do Módulo de Young (vista em detalhe da Figura 6.2)

Deste modo, apresentam-se na Tabela 6.5, os resultados dos processos de cálculo realizados.

Tabela 6.5 – Valores de módulo de Young obtidos

Módulo de Young

Ensaio 1 - DIC Ensaio 2 - DIC Ensaio 3 - DIC Ensaio – Video Extensómetro

Norma ASTM D 638 e ISO 527

23 GPa 20 GPa 23 GPa 10 GPa

Curve Expert 22 GPa 30 GPa 24 GPa 12 GPa

Perante os resultados obtidos, é visível algumas diferenças significativas nos módulos de Young

calculados. Este facto deve-se maioritariamente às oscilações existentes no início de cada

ensaio realizado. No entanto, observa-se uma predominância de módulos de Young semelhantes

para os ensaios realizados em DIC superiores ao valor encontrado para o ensaio realizado de

video extensometria. Comparativamente com os dados fornecidos pelo fornecedor e

apresentados na Tabela 6.1, de um modo geral, os valores obtidos pela técnica DIC encontram-

se significativamente mais elevados e os valores obtidos através de video extensometria

encontram-se significativamente mais baixos.

0

5

10

15

20

25

30

35

0 0.0005 0.001 0.0015 0.002 0.0025 0.003

Ten

são

(M

Pa)

Extensão (mm/mm)

Métodos de cálculo do Módulo de Young

Norma ASTM D638 Curve Expert

58 | P á g .

Ensaios a Alta Temperatura

O gráfico da Figura 6.4 apresenta as curvas nominais de força-deslocamento referentes aos

ensaios de tração realizados a 190ºC, 210ºC, 230ºC, de acordo com a aplicação industrial em

análise.

Perante estes resultados, observam-se diferentes fenómenos que suportam a análise teórica de

que o aumento de temperaturas incide no material uma maior ductilidade assim como uma menor

resistência mecânica. Deste modo, tal como indica a Figura 6.4, verifica-se notoriamente uma

tendência para que haja um aumento de deslocamento até à rotura à medida que se diminui a

temperatura de ensaio.

Figura 6.4 – Apresentação do ensaio de tração uniaxial da poliamída PA6T/6I GF50

6.2.2. Poliamída PA46 GF50 – Análise Estática

Ensaios à Temperatura Ambiente

Tal como descrito para o material anterior, também a poliamída PA46 GF50 foi sujeita a

diferentes metodologias de ensaios à temperatura ambiente para calcular o módulo de

elasticidade respectivo. Deste modo, realizaram-se ensaios com auxílio de video extensometria

e ensaios DIC. Estes ensaios foram realizados nos mesmos moldes que os anteriores e

baseando-se nos mesmos princípios e objetivos.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

FOR

ÇA

[K

N]

DESLOCAMENTO [MM]

Ensaio de Tração Uniaxial PA6T/6I GF50

Ensaio 1 - 230ºC Ensaio 2 - 230ºCEnsaio 3 - 230ºC Ensaio 4 - 210ºCEnsaio 5 - 210ºC Ensaio 6 - 210ºCEnsaio 7 - 190ºC Ensaio 8 - 190ºC

59 | P á g .

Figura 6.5 - Representação das diferentes técnicas aplicadas para a obtenção das curvas tensão-extensão

Deste modo, apresentam-se na Tabela 6.6 os resultados dos processos de cálculo realizados.

Tabela 6.6 - Valores de módulo Young obtidos

Módulo de Young

Ensaio 1 - DIC Ensaio 2 - DIC Ensaio 3 - DIC Ensaio – Video Extensómetro

Norma ASTM D 638 e ISO 527

17 GPa 19 GPa 17 GPa 11 GPa

Curve Expert 16 GPa 15 GPa 24 GPa 11 GPa

Perante os resultados obtidos, com base na Tabela 6.6, verificam-se algumas discrepâncias nos

valores calculados. No entanto, tal como aconteceu para a poliamída PA6T/6I, estas variações

de resultados devem-se, maioritariamente, a oscilações iniciais, como, aliás se observa na Figura

6.5, para o Ensaio 2 – DIC. Comparativamente com os dados fornecidos pelo fornecedor e

apresentados na Tabela 6.3, de um modo geral, os valores obtidos pelas duas técnicas

encontram-se próximos. No entanto, salienta-se, tal como já referido, a presença de valores

relativamente inferiores para o ensaio realizado através de video extensometria.

Ensaios a Alta Temperatura

A Figura 6.6 apresenta as curvas nominais de força-deslocamento referentes aos ensaios de

tração realizados a 190ºC, 210ºC, 230ºC, de acordo com a aplicação industrial em análise.

Perante estes resultados e face aos três diferentes ensaios realizados a cada temperatura,

observam-se diferentes fenómenos que suportam a análise teórica de que o aumento de

temperaturas incide no material uma maior ductilidade assim como uma menor resistência

0

50

100

150

200

250

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04

TEN

SÃO

(M

PA

)

EXTENSÃO (MM/MM)

Ensaios de Tensão-Extensão

Ensaio 2 - DIC Ensaio 3 - DIC

Ensaio 1 - DIC Ensaio Video Extensómetro

60 | P á g .

mecânica. Deste modo, tal como indica a Figura 6.6, quanto maior a temperatura a que se

realizou o ensaio, menor o deslocamento até à rotura do provete. No entanto, esta diminuição

não é tão significativa como a que se verifica na análise das restantes poliamídas. Por outro lado,

quanto maior a temperatura de ensaio, menor a força a que se dá a rotura do provete.

De salientar que no gráfico apresentado, verifica-se a presença de três linhas sobrepostas nos

ensaios realizados a 190ºC. Deste modo, não é percetível a curva correspondente ao ensaio 8,

pois a mesma é muito semelhante às curvas dos ensaios 7 e 9.

Figura 6.6 - Apresentação do ensaio de tração uniaxial da poliamída PA46 GF50

6.2.3. Poliamída PA6PA66 GF30 – Análise Estática

Ensaios à Temperatura Ambiente

Tal como descrito para as poliamídas PA6T/6I GF50 e PA46 GF50, também a poliamída

PA6PA66 GF30 foi sujeita a diferentes metodologias de ensaios à temperatura ambiente para

calcular o módulo de elasticidade respetivo. Deste modo, realizaram-se ensaios com auxílio de

video extensometria e ensaios DIC. Estes ensaios foram realizados nos mesmos moldes que os

anteriores e baseando-se nos mesmos princípios e objetivos. A Figura 6.7 apresenta as curvas

caracteristicas dos ensaios realizados.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

0 1 2 3 4 5 6 7 8

FOR

ÇA

[K

N]

DESLOCAMENTO [MM]

Ensaio de tração uniaxial PA46 GF50

Ensaio 1 - 230ºC Ensaio 2 - 230ºCEnsaio 3 - 230ºC Ensaio 4 - 210ºCEnsaio 5 - 210ºC Ensaio 6 - 210ºCEnsaio 7 - 190ºC Ensaio 8 - 190ºCEnsaio 9 - 190ºC

61 | P á g .

Figura 6.7 - Representação das diferentes técnicas aplicadas para a obtenção das curvas tensão-extensão

Deste modo, apresentam-se na Tabela 6.7 os resultados dos processos de cálculo realizados.

Tabela 6.7 - Apresentação dos valores de módulo de Young obtidos

Módulo de Young

Ensaio 1 - DIC Ensaio 2 - DIC Ensaio 3 - DIC Ensaio – Video Extensómetro

Norma ASTM D 638 e ISO 527

15 GPa 10 GPa 11 GPa 9 GPa

Curve Expert 19 GPa 14 GPa 15 GPa 8 GPa

Perante os resultados obtidos, com base na tabela anterior, verificam-se algumas discrepâncias

nos valores calculados. No entanto, contrariamente ao que se tinha verificado relativamente às

outras poliamídas, os valores obtidos são significativamente próximos entre ensaios e

metodologias. Comparativamente com os dados fornecidos pelo fornecedor e apresentados na

Tabela 6.4, de um modo geral, os valores obtidos pelas duas técnicas encontram-se próximos.

Ensaios a Alta Temperatura

A Figura 6.8 apresenta as curvas nominais de força-deslocamento durante os ensaios de tração

para 150ºC, 180ºC, 210ºC de acordo com a aplicação industrial em análise.

De salientar que as temperaturas a que se realizaram os ensaios estão de acordo com o método

produtivo atual, como tal, para esta poliamída, a empresa João de Deus, Lda. sugeriu a alteração

das temperaturas de ensaio devido aos atuais parâmetros utilizados nos equipamentos

produtivos.

Perante estes resultados, observa-se uma clara diferença entre os três patamares de

temperatura a que foram realizados os ensaios.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05

TEN

SÃO

(M

PA

)

EXTENSÃO (MM/MM)

Ensaios de Tensão-Extensão

Ensaio 1 - DIC Ensaio 2 - DIC

Ensaio 3 - DIC Ensaio - Video Extensómetro

62 | P á g .

Figura 6.8 - Apresentação do ensaio de tração uniaxial da poliamída PA6PA66 GF30

De um ponto de vista comparativo entre as três poliamídas ensaiadas, PA6T/6I GF50, PA6PA66

GF30 e PA46 GF50, observam-se algumas semelhanças, mesmo tendo em atenção a presença

de ensaios a diferentes temperaturas no caso da poliamída PA6PA66 GF30. Assim, face aos

resultados apresentados nas Figuras 6.4, 6.6 e 6.8, concluí-se que a poliamída PA46 GF50

apresenta uma maior resistência mecânica, se se comparar os referentes ensaios à mesma

temperatura. Por outro lado, a PA6T/6I GF50, apresenta uma menor ductilidade e a PA66PA6

GF30 uma maior ductilidade.

A presença de uma elevada percentagem de fibra de vidro tanto na poliamída PA46 GF50 como

na poliamída PA6T/6I GF50, está na origem das suas elevadas resistências mecânicas face à

poliamída PA66PA6 GF30. Como a fração de volume das fibras reforçadas em compósitos

aumenta, verifica-se um aumento da área interfacial fibra-matriz criada e, neste sentido, a

percentagem de carga aplicada transferida para as fibras pela interface é mais elevada.

Consequentemente, maior esforço será necessário para se obter a fratura, levando a que haja

um aumento de resistência mecânica do material [59].

6.3. Caracterização Dinâmica das Poliamídas

A realização dos ensaios dinâmicos teve como ponto de partida as exigências e limitações atuais

de produção de intercoolers da empresa. A atual produção destes componentes está limitada

pelos parâmetros de máquina extrusoras, assim como, pela própria capacidade de injeção.

Para que exista uma eficaz utilização da poliamída PA6T/6I GF50 na produção de intercoolers é

necessário que se verifique uma temperatura de superfície de molde durante o processo de

injeção de pelo menos 120ºC, para se obter uma eficaz cristalização do material. No entanto, a

capacidade de injeção das extrusoras existentes limita a temperatura de superfície do molde a

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 1 2 3 4 5 6 7 8

FOR

ÇA

(K

N)

DESLOCAMENTO (MM)

Ensaio de Tração Uniaxial PA6PA66 GF 30

Ensaio 1 - 210ºC Ensaio 2 - 210ºC

Ensaio 3 - 210ºC Ensaio 4 - 180ºC

Ensaio 5 - 180ºC Ensaio 6 - 180ºC

Ensaio 7 - 150ºC Ensaio 8 - 150ºC

63 | P á g .

80ºC. Por esta razão, optou-se por não se ensaiar a poliamída PA6T/6I GF50, visto que qualquer

resultado proveniente desta análise não seria aplicado.

Acrescenta-se que segundo dados da empresa, o custo alusivo à injeção deste material nas

devidas condições causaria um aumento de cerca de 20% face ao atual plano de produção.

Portanto, face à exclusão da PA6T/6I GF50, analisaram-se a PA 46GF50 e PA66+PA6 GF30

segundo as condições impostas pela norma em utilização. Através desta, estabeleceu-se uma

razão de tensões de 0,1 (R=0,1) e uma frequência de onda de carga de 6 Hz. O motivo pela

escolha de uma razão de tensões de 0,1, resulta do contexto industrial em que este estudo incide,

pois tal é necessário, por razões de projeto, para que haja a correta validação do componente.

Devido à aplicação industrial em causa, com base nas respetivas solicitações e na experiência

da empresa na produção de intercoolers, definiu-se 1 000 000 ciclos para que se considere vida

infinita. Como tal, realizaram-se os devidos ensaios tendo em vista este valor, assim como os

valores referentes às forças de fratura obtidos nos ensaios de tração.

Tratando-se de uma análise dinâmica a alta temperatura e de acordo com a aplicação industrial

estabelecida, definiu-se uma temperatura de 210ºC durante todos estes ensaios. A aplicação

industrial em causa resulta da pretensão da empresa na escolha desta temperatura para a

realização de ensaios mecânicos.

6.3.1. Poliamída PA46 GF50 – Análise Dinâmica

Tal como já referido, os ensaios experimentais dinâmicos decorreram a amplitude de carga

constante à temperatura de 210ºC, através de uma onda de carga de 6 Hz e uma razão de

tensões R=0,1. A área média dos provetes ensaiados foi de 38,22 mm2 (3,9mm x 9,8mm).

Figura 6.9 – Ensaio de fadiga a 210ºC para a poliamída PA46 GF50

y = 157.11x-0.092

R² = 0.8562

10

100

1.0E+03 1.0E+04 1.0E+05 1.0E+06 1.0E+07

ΣMÁ

X(M

PA

)

NÚMERO DE CICLOS

Poliamída PA46 GF50

Ensaio deFadiga 210ºC

"Vida Infinita"

64 | P á g .

Analisando a Figura 6.9, obtiveram-se os dados da Tabela 6.8.

Tabela 6.8 – Resumo dos resultados obtidos do ensaio de fadiga para a poliamída PA46 GF50

Número ensaio

σmáx (MPa)

Número de ciclos

Experimental

1 65 17 022

2 65 8 013

3 65 15 336

4 52 248 827

5 52 483 927

6 52 140 687

7 35 Não fraturou

Admiti-se uma regressão linear entre as funções logarítmicas de tensão e do número de ciclos,

𝑁𝑟∆𝜎𝑚 = 𝑘0 (6.1)

onde 𝑁𝑟 é o número de ciclos até à fratura, ∆𝜎 a gama de tensões aplicada e 𝑚 e 𝑘0 constantes

obtidas a partir dos resultados experimentais. Aplicando logaritmos à Equação 6.1, obtém-se

𝑙𝑜𝑔𝑁𝑟 = 𝑙𝑜𝑔𝑘0 - 𝑚𝑙𝑜𝑔∆𝜎 (6.2)

que representa a expressão das retas de regressão linear de declive 𝑚 e ordenada na origem

𝑙𝑜𝑔𝑘0 [60]. Relativamente à análise dinâmica realizada para a poliamída PA46 GF50, obteve-se

𝑘0= 3,27x1028 e 𝑚 = 13,443.

Face aos resultados expressos, importa ainda referir que para este polímero pretendeu-se com

um primeiro ensaio aplicar uma carga máxima de 3 kN ou 78 MPa, valor que se obtever a partir

dos ensaios estáticos. No entanto, devido ao facto do provete escorregar das amarras quando

se iniciou o ensaio, automaticamente se reduziu a carga máxima com o objetivo de validar os

referidos ensaios.

6.3.2. Poliamída PA6PA66 GF30 – Análise Dinâmica

Os ensaios experimentais de fadiga decorreram a amplitude de carga constante à temperatura

de 210ºC. A frequência da onda de carga foi de 6 Hz e aplicou-se uma razão de tensões R=0,1.

A área média dos provetes ensaiados foi de 38,27 mm2 (3,87mm x 9,89mm).

65 | P á g .

Figura 6.10 - Ensaio de fadiga a 210ºC para a poliamída PA66PA6 GF30

Conforme a Figura 6.10, com base na análise experimental e, comparando os resultados

inerentes com os de uma metodologia numérica, obtiveram-se os resultados da Tabela 6.9.

Tabela 6.9 - Resumo dos resultados obtidos do ensaio de fadiga para a poliamída PA6+PA66 GF30

Número ensaio

σmáx (MPa)

Número de ciclos

Experimental

1 39 3 016

2 39 23 905

3 39 37 257

4 33 57 002

5 33 100 383

6 33 333 450

7 26 Não fraturou

Relativamente à análise dinâmica realizada para a poliamída PA6+PA66 GF30, obteve-se 𝑘0=

1,85x1023 e 𝑚 = 12,004.

y = 74.955x-0.071

R² = 0.6928

10

100

1.00E+02 1.00E+03 1.00E+04 1.00E+05 1.00E+06

ΣMÁ

X (

MP

A)

NÚMERO DE CICLOS (ESCALA LOGARÍTMICA)

Poliamída PA6+PA66 GF30

Ensaio de Fadiga210ºC

"Vida Infinita"

66 | P á g .

67 | P á g .

Capítulo VII - Simulação Numérica

Neste projeto, as potencialidades do método de elementos finitos, MEF, são utilizadas através

do software ANSYS e em conjunto com as capacidades de simulação de escoamento do

Autodesk MoldFLow.

Para este estudo, utiliza-se o software DIGIMAT como interface entre ambos os softwares, pois

permite transcrever a informação proveniente do Autodesk MoldFLow num ficheiro input, que

possa ser utilizado na análise estrutural proveniente do ANSYS. Assim, com a incorporação das

propriedades do material referentes aos efeitos da orientação das fibras, os resultados da análise

estrutural permitem obter tensões e deformações em diferentes zonas de uma forma mais

realística e viável [61].

7.1. Programa de Simulação Numérica - MoldFLow

O Integrate Simulation Moldflow é um programa de referência na área da simulação

computacional para validação de peças e moldes na indústria da injeção de plásticos. Definido

como uma ferramenta de prototipagem digital, este software de engenharia assistida por

computador (CAE – Computer-aided engineering) permite solucionar numericamente as

equações que regem o fluxo do plástico fundido no interior do molde. Deste modo, é permitido

simular vários aspetos do processo de injeção tendo este a possibilidade de experimentar

diferentes cenários antes de uma tomada de decisão [62].

Embora não exista uma metodologia que deva ser seguida com rigor, existe uma sequência

lógica segundo a qual o projetista se deve orientar, tendo sempre em conta que esta análise

computacional é altamente iterativa devido à grande complexidade que existe na relação de não

linearidade que todas as variáveis processuais têm entre si. Portanto, esta metodologia é dividída

em três fases: pré-processamento, análise numérica e pós-processamento.

A fase de pré-processamento inicia-se com a importação da geometria da peça, criada num

programa de desenho assistido por computador (CAD – Computer-aided design). Seguidamente,

procede-se à geração da malha de elementos finitos e respetiva correção de erros e eventual

refinamento. Prossegue-se com a seleção do material a injetar, determinando quais as melhores

condições preliminares de processamento, nomeadamente os primeiros valores de input para o

tempo de injeção, temperatura do molde e temperatura do material fundido. Define-se também

nesta fase, as características da máquina de injeção e propriedades do material do molde a

utilizar.

A segunda fase da análise numérica, engloba os quatro módulos principais, que podem ser

utilizados individualmente ou de modo sequencial: enchimento, arrefecimento, compactação e

empeno. Estes, são responsáveis pela simulação de todo o processo de injeção, desde que o

plástico começa a ser injetado até à extração do componente. Como tal, otimizam-se variáveis

68 | P á g .

processuais importantes relacionadas com o perfil de enchimento, o perfil de compactação ou o

tempo de ciclo.

Por fim, a fase de pós-processamento resume-se à visualização, análise e interpretação dos

resultados obtidos sendo, desde modo, possível retirar conclusões sobre todo o processo,

avaliando de forma quantitativa e qualitativa variáveis como temperaturas, pressões,

velocidades, tensões residuais, orientação das fibras, entre outras.

7.1.1. Tipos de Malhas

Naturalmente que, antes de se proceder a uma análise a partir do MoldFLow, é necessário

escolher-se uma malha de elementos finitos apropriada. Estes elementos dividem a geometria

da peça em inúmeros domínios definidos por nós que, posteriormente, são usados nos cálculos

computacionais.

Figura 7.1 – Elementos básicos: (a) beam, (b) triangle e (c) tetrahedron [20]

Segundo a Figura 7.1, o elemento beam é um elemento linear de 2 nós, geralmente usado na

discretização dos sistemas de alimentação e de arrefecimento. O elemento triangle é um

elemento linear de superfície, constituído por 3 nós. É utilizado, por exemplo, para discretizar a

peça e os postiços do molde. Por seu lado, o tetrahedron, trata-se de um elemento linear

tridimensional constituído por 4 nós que tem uma utilização mais alargada, podendo ser usado

na discretização da generalidade dos componentes: peça, sistemas de arrefecimento e

alimentação, etc [20].

Baseado nestes tipos de elemento, o MoldFLow disponibiliza 3 formas de análise com diferentes

resoluções. Uma vez que a forma de análise está adaptada a um tipo específico de malha, é

habitual associar-se a denominação do tipo de análise ao nome da malha que se utiliza na

discretização do problema. Deste modo, surgem 3 tipos de malha/análise; (i) Midplane (2.5D),

(ii) Dual Domain (2.5D) e (iii) True three dimensional (3D) [20]. A adequação de cada uma das

malhas depende essencialmente da espessura e da complexidade geométrica do componente,

bem como do tempo de simulação.

69 | P á g .

Figura 7.2 – Tipos de malhas utilizadas: (a) Midplane, (b) Dual Domain™ e (c) 3D [20]

Segundo a Figura 7.2, a malha Midplane faz uma representação bidimensional de um modelo

sólido criando uma malha ao longo do seu plano médio ou eixo de simetria. É adequada para

modelos com paredes finas em toda a sua geometria.

A malha Dual Domain™ define uma superfície de elementos triangulares (3 nós) que cobrem

todo o modelo, sendo necessário que haja correspondência entre os elementos situados em

superfícies opostas. É adequada para modelos com paredes finas e algumas zonas com

espessuras mais elevadas.

A malha 3D define a geometria de um modelo através de várias camadas de elementos

tetraédricos (4 nós) ao longo de toda a sua espessura. É adequada para modelos com grandes

variações de espessura.

7.1.2. Modelo de orientação de fibras

Quando um polímero reforçado é moldado por injeção, a propagação do escoamento introduz

diferentes padrões de orientação de fibras no componente fazendo variar as suas propriedades

mecânicas. Nas análises onde se utilizam termoplásticos reforçados com fibras, o programa

permite ao utilizador a escolha do modelo de previsão assim como a manipulação de alguns

coeficientes dos quais dependem as previsões.

Como forma de calcular os padrões de orientação, o MoldFLow numa análise 3D, utiliza o modelo

de Folger-Tucker, que descreve o movimento das fibras como sendo o de partículas rígidas em

suspensão num fluido, assumindo-as como cilindros rígidos uniformes. Em análises Dual Domain

este modelo sofre alterações com o objetivo de melhorar o resultado das previsões. Assim,

devido aos desvios introduzidos e associados a este tipo de malha, o modelo passa a designar-

se por por modelo de Folger-Tucker modificado [63] [16]. Baseado em trabalho experimental,

Wang alterou recentemente o modelo original de Folger-Tucker uma vez que verificou que as

fibras se orientavam muito mais rapidamente [63] [16]. Desta modificação, surgiu o modelo RSC,

Reduced Strain Closure, que visa contornar os problemas da dinâmica de orientação do modelo

genérico e cuja utilização pode ser feita quer na análise 3D, quer na análise Dual Domain [64].

70 | P á g .

7.2. Programa de interface - DIGIMAT

A simulação linear e não linear de estruturas complexas leva a que muitas vezes os softwares

de simulação de análise de elementos finitos não tenham capacidade de processar tais

solicitações. Esta falta de capacidade de cálculo verifica-se na formulação de elementos, na

performance da simulação e na aplicação de modelos fenomológicos. Portanto, para análises de

estruturas moldadas por injeção e concebidas por polímeros reforçados com comportamentos

anisotrópicos não lineares, qualquer simulação se torna complexa. Pois, quando um componente

composto por um polímero reforçado por fibra de vidro é injetado, a orientação das fibras difere

de um ponto para outro devido, maioritariamente, à orientação induzida pelo escoamento do

polímero. No entanto, é possivel executar uma modelação precisa utilizando diferentes rotinas a

partir do LS-DYNA, uma interface do software DIGIMAT.

Este software possibilita o acesso a tensões e extensões, assim como ao histórico de variáveis

do material2, a um nível microscópico, onde é possível definir critérios de falha baseados nestes

campos. Neste sentido, o software fornece ao utilizador diferentes níveis, nos quais este pode

definir o critério de falha que pretende:

Nível Macroscópico: Baseado em campos de tensão e extensão do componente;

Nível Microscópico: Baseado nas fases de tensão, extensão ou no histórico dos campos

e variáveis;

Nível Pseudo-Grain: Baseado em tensões pseudo-grains, extensões ou no histórico dos

campos das variáveis;

Assim, de um modo geral, o software DIGIMAT associado à interface LS-DYNA, permite uma

aproximação a duas escalas. Uma análise clássica de elementos finitos é realizada a uma macro

escala, onde, para cada intervalo de tempo/força e para cada elemento de integração, o software

DIGIMAT gera uma homogenização do material em análise. Esta homogenização de campo

médio, mean-field homogenization, tem como objetivo a substituição do material compósito por

um equivalente homogéneo utilizando uma abordagem de multi-escala. No entanto, o

comportamento do material compósito depende do comportamento de cada fase assim como,

da fração de volume/peso de cada fase.

De outra forma, baseado no tensor de extensão macroscópica, 𝜀,̅ dado pela interface LS-DYNA,

o software DIGIMAT calcula e apresenta, o tensor macroscópico da tensão, 𝜎, no final de cada

incremento de tempo. Assim, a microestrutura não é analisada pela interface LS-DYNA mas

2 Possibilidade de aplicar critérios de falha a nível microscópico em vez de aplicação a nível

macroscópico. Assim, permite-se que se utilize estes resultados numa fase de otimização,

colocando-os como input em campos macroscópicos de tensão ou extensão.

71 | P á g .

apenas pelo software DIGIMAT, que considera cada ponto de integração como o centro

representativo de um elemento de volume do material.

Resumidamente, o processo de homogenização proposto por Mori-Tanaka e denominado de

método multi-step é dividído em três fases, conforme se visualiza na Figura 7.3. Numa primeira

fase de localização, o tensor de extensão macroscópica fornecido é localizado em cada fase do

material. Na segunda fase, leis constitutivas são aplicadas por cada fase e é calculado, por fase,

o tensor das tensões. Por fim, na terceira fase, o tensor das tensões por fase é calculado através

da sua média, de modo a que seja apresentado o tensor das tensões macroscópico. Portanto, o

comportamento do material dependerá explicitamente do comportamento da fase, da atual

inclusão de forma e orientação [65].

No contexto da presente dissertação, tal como já referido, o software DIGIMAT e respetiva

interface é utilizado como ferramenta de exportação do MoldFLow para o ANSYS, incorporando,

naturalmente, uma análise caracteristica. Assim, é possível simular uma análise conjunta entre

dois diferentes softwares, com particularidades distintas. No esquema da Figura 7.4, resume-se

a análise global de todo o processo simulativo.

𝜀𝑟

Localização

(fase 1)

𝜀 ̅ fornecido Comportamento Global 𝜎 calculado

𝜎𝑟

Cálculo da

média (Fase 3)

Comportamento fase local

(Fase 2)

Figura 7.3 – Representação do processo de homogenização do software DIGIMAT (adaptado de [65])

Análise à orientação das

fibras do material;

Informação/Parâmetros

do modelo;

Aplicação de Condições

Fronteira;

Exportação do ficheiro

de análise à orientação

das fibras;

Introdução das leis

constitutivas do material;

Aplicação de métodos de

Homegenização;

Importar modelo;

Geração de malha;

Aplicação de Condições

Fronteira e Pressão;

Análise considerando

propriedades do

material;

Moldflow

DIGIMAT

ANSYS

Figura 7.4 – Esquema representativo da simulação numérica (adaptado de [65])

72 | P á g .

7.3. Análise de Resultados

As simulações numéricas que se irão descrever relativamente ao provete experimental e,

posteriormente, à caixa de intercooler foram desenvolvidas tendo presente duas análises

distintas. Em primeiro lugar procurou-se a realização de uma simulação numérica através de um

comportamento do material isotrópico, em que se utilizaram as propriedades resultantes dos

ensaios experimentais. Na segunda análise, realizou-se uma análise tendo em consideração um

comportamento anisotrópico e, para isso, para além dos softwares Moldflow e ANSYS utilizados

na a primeira análise, utilizou-se o software de interface DIGIMAT.

7.3.1. Provete Experimental

Para a análise numérica ao provete experimental considerou-se uma geometria semelhante à

utilizada pelos provetes ensaiados, portanto, uma geometria normalizada.

Condições atuais de processamento Tanto para a primeira simulação ao provete experimental, como para a segunda à caixa de

intercooler, selecionou-se uma máquina injetora ENGEL 400, com as características

apresentadas na Tabela 7.1.

Tabela 7.1 – Características da máquina injetora ENGEL 400

ENGEL 400

Força de fecho máxima [ton] 400

Razão de intensificação [MPa] 11,5

Pressão de injecção máxima [MPa] 207

Pressão hidráulica máxima [MPa] 18

Diâmetro do fuso [mm] 60

Taxa de injecção máxima [cm3/s] 269

Curso de injecção máximo [mm] 300

73 | P á g .

Análise de resultados da simulação numérica quanto ao ciclo de injeção em

condições de produção

Perante a simplicidade da geometria do componente em análise, que não necessitou de qualquer

processo de simplificação, optou-se pela realização da simulação com uma malha 3D com 53

264 elementos.

Para a primeira análise, considerou-se a presença de um provete bi-injetado com os pontos de

injeção situados nas duas faces laterais, assinaladas a azul na Figura 7.5. Face à análise de

orientação das fibras, apresentada na figura, verifica-se a presença de duas zonas

maioritariamente orientadas e assinaladas a vermelho que indicam uma elevada fração de fibras

orientada regularmente. Este facto deve-se à forma como é realizada a injeção do componente

e, como tal, privilegia-se a direção de escoamento do material. Relativamente às zonas laterais,

a presença de zonas com reduzida orientação, face a outras, deve-se maioritariamente, ao facto

de representarem os primeiros locais a receber o material fundido e como tal, não se assiste a

uma orientação privilegiada. Por outro lado, devido à forma como o material é injetado

lateralmente, a zona central da geometria é sujeita a uma ineficaz orientação das fibras. Este

aspeto deve-se ao facto da zona onde o material injetado na lateral esquerda entrar em contacto

com o material proveniente da lateral direita, formando assim, uma linha de soldadura após

solidificação. Neste sentido, devido à falta de orientação das fibras, a zona central é menos

robusta que as zonas periféricas. Portanto, comparando as zonas apresentadas com o

comportamento do material, as zonas a vermelho demonstram maior anisotropia face às zonas

a verde que apresentam maior isotropia. De assinalar que os resultados apresentados são

referentes à orientação das fibras na direção a11, pois, face a outras, esta é a direção que

apresenta maior variabilidade de resultados.

Figura 7.5 – Orientação das fibras para um provete bi-injetado através de análise em Moldflow

A análise a nível tridimensional dos mesmos resultados, conforme apresenta a Figura 7.6,

demonstra uma correta analogia com o que foi enunciado no Capítulo 4.3.3. No entanto, no

referido capítulo a análise teórica é baseada em componentes injetados em contacto com o

molde metálico que, obviamente, induz um comportamento no componente em função das

temperaturas envolvidas na parede do molde. Assim, face à ausência desta particularidade na

análise numérica realizada, a orientação das fibras não é exatamente a mesma que havia sido

verificada. De facto, a orientação varia ao longo do comprimento, assim como ao longo da

74 | P á g .

espessura. Portanto, na zona exterior verifica-se uma maior orientação das fibras do que na zona

ou camada central em que se confirma a existência de zonas com orientação aleatória.

Figura 7.6 – Representação em vista de corte da orientação das fibras para um provete bi-injetado através de análise em Moldflow

Análise de resultados da simulação numérica quanto à simulação estrutural

Na Figura 7.7 observa-se a geometria utilizada para a simulação através do software ANSYS.

De salientar que para este componente utilizou-se uma malha com 10 080 elementos ou 52 475

nós. Relativamente às condições de fronteira, as faces perpendiculares foram encastradas, como

se de um ensaio de tração se tratasse. Considerou-se para esta análise um deslocamento

máximo de 1 mm pois, apenas se pretendeu analisar a evolução das tensões ao longo do

provete, tendo-se aplicado uma pressão ao longo deste.

Figura 7.7 – Representação da geometria do provete experimental já com a respetiva malha através de análise em ANSYS

Numa primeira análise, os dados que foram integrados no software ANSYS foram provenientes

da utilização do software DIGIMAT. Assim, segundo a Figura 7.8, o desenvolvimento das tensões

principais máximas ao longo do provete atinge o seu máximo na zona central do provete,

verificando-se uma zona de estricção com uma tensão máxima de 102,9 MPa. Salienta-se que

a presença desta zona exibe um comportamento extremamente complexo, no sentido em que,

75 | P á g .

devido à metodologia de cálculo desenvolvida pelo software DIGIMAT, não foi possível a sua

justificação com dados mais específicos.

Figura 7.8 – Representação das tensões principais máximas ao longo do provete experimental proveniente da análise realizada em software ANSYS para comportamento anisotrópico

Na Figura 7.9 observa-se a uma ampliação 40x das tensões verificadas no provete. Desta forma,

torna-se percetível a zona de estricção na zona central, assim como, a diminuição gradual de

largura do componente.

Figura 7.9 – Representação das tensões principais máximas ao longo do provete experimental proveniente da análise realizada em software ANSYS com ampliação de 40x para comportamento anisotrópico

Numa segunda análise, os dados que foram integrados no software ANSYS foram provenientes

dos ensaios de tração realizados ao material e, consecutivamente, esta análise demonstra um

material com um comportamento isotrópico. Face à Figura 7.10, a análise de tensões principais

máximas revela um comportamento constante ao longo de toda a zona de ensaio do provete.

Dado o comportamento isotrópico do material, esta distribuição de tensões era previsível,

apresentando valores máximos próximos de 118 MPa.

76 | P á g .

Figura 7.10 – Representação das tensões principais máximas ao longo do provete experimental proveniente da análise realizada em software ANSYS para comportamento isotrópico

7.3.2. Caixa Intercooler

O presente estudo incidiu na geometria real de uma caixa utilizada em intercoolers, assim como

a influência que outros componentes exercem nesta, ao nível das solicitações mecânicas durante

o seu serviço.

Material da Caixa

Relativamente ao material do componente utilizado para esta simulação, optou-se pela utilização

da poliamída PA6+PA66 GF30. A escolha deste material deve-se ao facto de ter sido esta a

poliamída utilizada originalmente no componente que fraturou.

Relativamente às propriedades deste material, as mesmas constam da biblioteca de materiais

do Moldflow. Contudo, a informação fornecida pelo fabricante foi confrontada com a da base de

dados do Moldflow, tendo-se verificado completa concordância entre ambas.

Análise de resultados da simulação numérica quanto ao ciclo de injeção em

condições de produção

O processo iniciou-se com a importação da geometria da caixa, em modelo CAD, para ambiente

de trabalho do Moldflow, com o objetivo de se gerar a malha Dual Domain e posteriormente a

malha 3D. No entanto, depois de gerada a malha Dual-Domain, deparou-se com uma fraca

correspondência entre elementos, valor inferior ao limite mínimo de 85% aconselhado. Depois

de confrontada a geometria da peça com a malha gerada, concluiu-se que a origem desta fraca

correspondência estava associada à existência de cantos com pequenos raios de curvatura

77 | P á g .

(raios na ordem de 1 a 2 milímetros). Deste modo, procedeu-se a uma simplificação da geometria

da peça eliminando no modelo CAD todas estas zonas. Portanto, através da Figura 7.11 é

percetível a malha que se utilizou na simulação após a simplificação da geometria. Verifica-se a

presença de zonas com maior quantidade de elementos pois, encontram-se próximas de bordos

ou zonas com geometria complexa. De salientar, que para a análise realizada em Moldflow e

após as devidas simplificações, utilizaram-se 1 300 000 elementos. Verifica-se também através

da Figura 7.11, a presença do local de injeção, assinalado a vermelho.

Figura 7.11 – Representação da malha utilizada na simulação em Moldflow assim como, o local de injeção, a vermelho

Relativamente à orientação das fibras do componente, estabeleceu-se que o estudo do

componente seria realizado com base no modelo de Folgar-Tucker, o qual é a opção por defeito

definida no software. Nestas condições, a Figura 7.12 apresenta o estado de orientação das

fibras segundo a sua direção principal (componente a11 do respetivo tensor).

Na análise à figura, percebe-se que em toda a zona do componente onde a frente de escoamento

não encontrou irregularidades geométricas, como sejam geometrias complexas ou grandes

variações de espessura, a orientação da fibras não apresenta direções privilegiadas. Este facto

é evidenciado nas regiões em que a cor é maioritariamente azul.

78 | P á g .

Figura 7.12 – Representação da orientação das fibras proveniente da análise em Moldflow

Análise de resultados da simulação numérica quanto à utilização do software

de interface DIGIMAT

A título informativo, face à metodologia de cálculo utilizada pelo software que apenas fornece um

ficheiro de dados que servirá de input ao software ANSYS, apresenta-se na Figura 7.13 o aspeto

visual do mapeamento que resulta do processo de homogenização.

Figura 7.13 – Representação do mapeamento proveniente da análise através do DIGIMAT

79 | P á g .

Análise de resultados da simulação numérica quanto à simulação estrutural

Na Figura 7.14 pode-se observar a malha utilizada para a simulação do componente através do

software ANSYS. De salientar que para a análise realizada em ANSYS e após as devidas

simplificações, utilizou-se uma malha com 570 000 elementos.

Figura 7.14 – Representação da malha da geometria a analisar através do ANSYS

Relativamente aos constrangimentos e condições fronteira aplicados ao componente, realizou-

se uma abordagem semelhante à verificada quando o componente se encontra em serviço. Na

Figura 7.15, apresenta-se a caixa de intercooler e os componentes acessórios que nesta são

adaptados. Com relevância no contexto da dissertação, a rosa encontra-se a chapa testa, que

permite a união do ninho à caixa.

Figura 7.15 – Representação da caixa utilizada na simulação, com respetiva chapa testa e ninho

80 | P á g .

De forma ampliada, na Figura 7.16 apresenta-se uma vista em corte destes componentes. Por

intermédio desta figura verifica-se o local em que o constrangimento foi imposto na caixa,

assinalado através de uma linha azul. Portanto, considerou-se ao longo de toda a caixa uma

superfície de contacto referente à interação que a chapa testa induz na caixa e vice-versa.

Figura 7.16 – Representação da uma secção em corte da caixa utilizada na simulação e ampliação da zona de contacto entre a caixa e chapa testa

Contudo, para além deste constrangimento e dadas as solicitações existentes, toda a zona de

contacto entre a caixa e a chapa testa foi considerada como um superfície fixa encastrada,

conforme indica a Figura 7.17.

Figura 7.17 – Representação a verde, da zona sujeita a condições de fronteira impostas

Relativamente às solicitações aplicadas ao componente e de modo a simular a pressão a que o

mesmo se encontra durante o seu serviço, aplicou-se uma pressão constante em todo o interior

da caixa que estará em contacto com o fluido. Assim, conforme se observa na Figura 7.18, foi

aplicada uma pressão de 0,25 MPa ou 2,5 bar.

Chapa testa

Caixa

81 | P á g .

Figura 7.18 – Representação a vermelho, da zona sujeita à pressão imposta

Neste sentido, face às condições aplicadas, realizaram-se duas distintas análises estruturais.

Para a primeira, considerou-se o comportamento do material injetado como isotrópico, como tal,

utilizaram-se as propriedades obtidas a partir dos ensaios estáticos experimentais realizados.

Assim, face a exemplo, considerou-se o módulo de Young de 10 GPa, valor que foi selecionado

tendo em conta tanto os resultados experimentais como as propriedades apresentadas pelo

fornecedor.

Relativamente à segunda análise estrutural, a mesma foi realizada importando os dados

mapeados do software de interface DIGIMAT e, como tal, esta teve em consideração a

orientação das fibras obtida a partir do software Moldflow, assim como, a respetiva

caracterização do material através de leis constitutivas provenientes da base de dados do

software DIGIMAT.

Deste modo, quanto à primeira análise estrutural e relativamente à deformação do componente,

apresenta-se na Figura 7.19 a distribuição de deformações ao longo do componente. Verifica-se

que se atinge uma deformação máxima de cerca de 0,18 mm apenas numa zona local.

Figura 7.19 – Representação da distribuição da deformação ao longo do componente proveniente da análise realizada em software ANSYS e com análise de material isotrópico

82 | P á g .

Por outro lado, a análise de tensões máximas principais do componente apresentada na Figura

7.20 indica as zonas potencialmente críticas e, consequentemente passíveis de sofrer fratura.

Neste sentido, face aos resultados apresentados, observa-se a presença de um comportamento

regular do material ao longo do todo o componente. Contudo, a distribuição de tensões indica

que em zonas onde se verifica alteração de espessura ou em zonas de geometria complexa, as

tensões máximas principais tendem a apresentar valores significativamente elevados.

Relativamente a estas zonas verificam-se valores máximos próximos de 30 MPa.

Não obstante, o aspecto fundamental a salientar com a análise realizada relaciona-se com o

comportamento isotrópico que o material apresenta. Como as propriedades do material se

mantêm constantes independentemente da direção, o efeito provocado pelas diferentes

constrições geométricas ao longo do componente não se faz sentir como se verá posteriormente

para uma análise com um comportamento de material anisotrópico, fruto do processo de injeção.

Figura 7.20 – Representação da distribuição de tensões máximas principais ao longo do componente proveninente da análise realizada em software ANSYS, com ampliação de zonas potencialmente críticas e com análise de material

isotrópico

Quanto à segunda análise realizada, tendo como interação os efeitos provenientes do recurso

ao software de interface DIGIMAT para mapeamento de dados, a análise fornece resultados

distintos dos apresentados na primeira análise. Na Figura 7.21 apresenta-se a análise da

deformação do componente após aplicação da solicitação mecânica e respetivos

constrangimentos. Neste sentido, verifica-se uma deformação constante ao longo do

componente à exceção de uma zona local que apresenta deformações próximas de 0,32 mm.

83 | P á g .

Figura 7.20 – Representação da distribuição de deformação ao longo do componente proveninente da análise realizada em software ANSYS, com análise de material anisotrópico

Quanto à análise de tensões máximas principais do componente, os resultados obtidos

apresentam diversos aspetos que os diferem da análise anteriormente realizada. Segundo a

Figura 7.21, observa-se, tal como anteriormente, tensões regulares e constantes ao longo de

zonas sem constrangimentos geométricos. No entanto, as zonas críticas localizam-se em

diferentes locais dos verificados na análise interior. Este facto deve-se essencialmente à

presença de um comportamento do material que tem em consideração a direção do escoamento

e, como tal, apresenta resistência ao mesmo consoante a geometria local. De salientar a

presença de valores máximos de tensão de cerca de 42 MPa.

Figura 7.21 – Representação da distribuição de tensões máximas principais ao longo do componente proveninente da análise realizada em software ANSYS, com ampliação de zonas potencialmente críticas e com análise de material

anisotrópico

84 | P á g .

Portanto, face aos resultados obtidos nas duas análises ao componente, comprova-se que os

mesmos permitem a captura do fenómeno de fratura verificado pela empresa. De forma mais

sucinta, comparando as tensões máximas obtidas nas duas análises quanto aos locais

potencialmente críticos, a Figura 7.22 apresenta a forma como os mesmos comprometeriam o

tempo de serviço do componente. Segundo a empresa, estima-se que o número de ciclos a que

ocorreu a fratura é de 400 000. Neste sentido, averigua-se através dos ensaios de fadiga

realizados ao material a forma como o mesmo reage, a nível de projeto, à presença das tensões

obtidas pelas simulações numéricas. Segundo o gráfico apresentado, considera-se que a zona

assinalada a vermelho é referente à tensão de 42 MPa verificada na análise ao comportamento

anisotrópico do material e a zona assinalada a verde é referente à tensão de 26 MPa obtida na

análise ao comportamento isotrópico do material. Portanto, conclui-se que a tensão obtida pela

análise anisotrópica é superior ao limite admissível imposto pelo comportamento do material.

Figura 7.22 – Ensaio de fadiga a 210ºC para a poliamída PA66PA6 GF30 considerando os resultados obtidos através

das simulações numéricas

y = 74.955x-0.071

R² = 0.6928

10

100

1.00E+02 1.00E+03 1.00E+04 1.00E+05 1.00E+06

ΣMÁ

X (

MP

A)

NÚMERO DE CICLOS (ESCALA LOGARÍTMICA)

Poliamída PA6+PA66 GF30

Ensaio de Fadiga210ºC

"Vida Infinita"

85 | P á g .

Capítulo VIII - Conclusões

O estudo experimental que incidiu na caracterização das poliamídas utilizadas na produção de

intercoolers realizou-se com base em dois objetivos distintos; obtenção de propriedades

fundamentadas numa base experimental que pudessem ser aplicadas na simulação numérica

realizada posteriormente; comparação entre valores obtidos a nível experimental com

propriedades fornecidas pelos fornecedores.

Neste sentido, em relação a análise aos módulos de elasticidade dos materiais, os valores

obtidos, de forma geral apresentam significativas diferenças face aos apresentados pelos

fornecedores. Assim, importa aferir possíveis causas para tais variações. Em primeira análise,

verificou-se pelos resultados apresentados uma constante falta de precisão proveniente do

equipamento utilizado, no entanto, no caso dos ensaios DIC, verificou-se regularidade nos

valores obtidos ao longo das repetições. Não obstante, face ao método de video extensometria,

observa-se uma significativa discrepância entre valores obtidos quando comparados com os

valores análogos provenientes do método DIC. Portanto, como forma de obter uma melhor

comparação entre métodos, seria necessária a realização de um maior número de ensaios. Ainda

que, independentemente dos resultados a obter, a ausência de definição de uma zona de tensão

limite de proporcionalidade para estes materiais é notória, levando a que o comportamento que

apresentam durante a realização de ensaios de tração uniaxial seja extremamente complexo. No

entanto, face aos resultados obtidos, verificou-se que a poliamída PA46 GF50 apresenta uma

maior resistência mecânica. Este facto, deve-se maioritariamente à elevada presença de fibra de

vidro que age como reforço à resistência mecânica.

Relativamente aos ensaios de fadiga realizados às PA46 GF50 e PA6 PA66 GF30, como seria

de esperar, a poliamída PA46 GF50 apresentou uma maior resistência, devido aos motivos já

referidos. Face à comparação destes resultados com os provenientes da análise da poliamída

PA6 PA66 GF50 apresentada no Capítulo 5.3, importa concluir que, tanto a frequência de ensaio,

como a condição em que os provetes foram injetados influenciaram os resultados a obter, no

sentido em que se tratam de materiais sensíveis a estas alterações. A estes factos, acresce a

presença de humidade, pois a mesma exerce uma significativa alteração nas propriedades

mecânicas dos materiais. Contudo, no sentido de obter resultados com maior objetividade, seria

fundamental uma análise estatística em função de um maior número de ensaios por patamar de

carga aplicada.

Relativamente à análise estrutural realizada, a mesma foi idealizada com dois objetivos distintos,

em primeiro lugar procurou-se uma abordagem à análise à fratura do componente através de

uma técnica que pudesse capturar este fenómeno. Em segundo lugar procurou-se o

envolvimento do software de interface DIGIMAT como ferramenta viável e eficaz para processos

de análises estruturais a componentes.

86 | P á g .

Neste sentido, a primeira abordagem realizada incidiu na análise estrutural de um provete

experimental bi-injetado. Face aos resultados obtidos quanto à distribuição de tensões, os

valores vão de encontro aos obtidos através da caracterização mecânica realizada ao material.

No entanto, seria importante a realização de nova simulação em função dos resultados obtidos

nos ensaios de tração a alta temperatura, no sentido de verificar a deformação obtida pelo

provete e com isto validar os resultados. Ainda assim, importa referir que existe uma notória

diferença entre as duas análises realizadas ao provete. Em primeiro lugar, a presença de um

comportamento anisotrópico ao longo do mesmo fornece informações que os ensaios

experimentais realizados não podem confirmar. Ou seja, como a simulação foi realizada através

de um provete bi-injectado e esta teve em consideração o comportamento do componente

relativamente à orientação das fibras, estas demonstraram diferentes direções privilegiadas, de

acordo com a geometria local. Portanto, face à presença de um provete ensaiado

experimentalmente com um local de injeção, a orientação das fibras incide apenas numa direção.

Assim, seria importante averiguar o comportamento experimental do material através de outras

direções de ensaio. Desta forma, apesar de se obter menores resistências mecânicas, conforme

comprovado no Capítulo 4 para outro material, os resultados obtidos permitiriam uma viável

comparação.

Relativamente ao estudo numérico da caixa de intercooler e, perante as duas abordagens

realizadas quanto ao comportamento do material, tal como se verificou para o primeiro estudo, a

presença de fenómenos de isotropia e anisotropia resultou em conclusões distintas. Neste

sentido, importa referir a influência da geometria do componente na forma como a orientação

das fibras se apresentou e, consequentemente, a distribuição de tensões respetiva. Portanto,

face à análise com base em fenómenos de isotropia, verificou-se uma distribuição de tensões

geralmente regular, demonstrando a ausência de sensibilidade às zonas potencialmente críticas

do componente. Considera-se deste modo, que em determinadas zonas locais, a distribuição de

tensões encontra-se ligeiramente sobre-dimensionada face a outras, devido à presença de

reduzidas tensões face às reais. Por outro lado, na análise realizada baseada em fenómenos de

anisotropia, tais factos não se observam pois, a distribuição de tensões tem em consideração as

diferentes orientações das fibras.

Em suma, apesar da análise estrutural anisotrópica apresentar resultados viáveis face à análise

isotrópica, os resultados demonstram a inviabilidade da escolha deste material para futura

produção. Este facto foi comprovado através da comparação dos resultados obtidos nas análises

numéricas com os resultados obtidos a partir dos ensaios experimentais. Como tal, para além da

captura do fenómeno de fractura, validaram-se as expetativas da empresa em relação à falta de

viabilidade da análise isotrópica face à anisotrópica.

Neste sentido, importaria investigar o comportamento que um material com maior resistência

mecânica, por exemplo, a poliamída PA 46 GF50, demonstraria perante semelhantes simulações

e, em função dos resultados, selecioná-la como material adequado à produção.

87 | P á g .

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[70] “http://www.instron.com/wa/product/Universal-Electromechanical-Systems.aspx,”

[Online].

91 | P á g .

Anexo A: Equipamento utilizado na realização de ensaios

Ensaios de tração Para os ensaios de tração utilizou-se a uma máquina marca INSTRON, modelo 5566 (Figura 21).

Trata-se de um modelo com ligação ao computador para aquisição dados, que executa uma

força máxima de 10 KN, 1000 kgf ou 2250 lbf, 300 VA de potência, velocidade máxima de ensaio

de 500 mm/min e uma velocidade mínima 0.001 mm/min, com uma precisão de posição de +-

0.02 mm e funciona a uma temperatura entre -70ºC e 350ºC [66].

Ensaios de fadiga

Para os ensaios de fadiga, utilizou-se uma maquina de ensaios marca INSTRON, modelo 8502

(Figura 25), através da utilização de uma célula de carga com a capacidade máxima de 100 KN

[66].

92 | P á g .

Forno para ensaios mecânicos Para a realização tanto dos ensaios de tração como os ensaios de fadiga, utilizou-se um forno

marca INSTRON, modelo 3119-006 (Figura 22), com capacidade para ensaios numa gama entre

-100ºC a 350ºC, uma frequência de 50/60 Hz, potência de 2,4 KVA, como uma precisão de

temperatura de cerca de +-2ºC e um mecanismo de aquecimento por convecção [66].

93 | P á g .

Anexo B: Projeto de Amarras para Ensaios

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