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INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
LUÍS CARLOS DA SILVA
COMPORTAMENTO BALÍSTICO DE COMPÓSITOS EPÓXI –
FIBRA NATURAL EM BLINDAGEM MULTICAMADA
Tese de Doutorado apresentada ao Curso de
Doutorado em Ciência dos Materiais do Instituto
Militar de Engenharia, como requisito parcial para
a obtenção do título de Doutor em Ciências em
Ciência dos Materiais.
Orientador:
Prof. Luis Henrique Leme Louro – Ph.D.
Prof. Eduardo de Sousa Lima – D.C.
Rio de Janeiro
2014
2
© 2014
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
Praça General Tibúrcio, 80 – Praia Vermelha
Rio de Janeiro – RJ CEP: 22290-270
Este exemplar é de propriedade do Instituto Militar de Engenharia, que poderá
incluí-lo em base de dados, armazenar em computador, microfilmar ou adotar
qualquer forma de arquivamento.
É permitida a menção, reprodução parcial ou integral e a transmissão entre
bibliotecas deste trabalho, sem modificação de seu texto, em qualquer meio
que esteja ou venha a ser fixado, para pesquisa acadêmica, comentários e
citações, desde que sem finalidade comercial e que seja feita a referência
bibliográfica completa.
Os conceitos expressos neste trabalho são de responsabilidade do autor e do
orientador.
...
R..
Silva, Luís Carlos.
Comportamento balístico do compósito epóxi –
curauá em blindagem multicamada / Luís Carlos da
Silva; orientado por Luis Henrique Leme Louro e por
Eduardo de Sousa Lima – Rio de Janeiro: Instituto Militar
de Engenharia, 2014.
95 p.: il.
Tese (doutorado) – Instituto Militar de Engenharia – Rio
de Janeiro, 2014.
1. Ciência dos Materiais 2. Processamento Cerâmico 3.
Alumina. I. Louro, Luis Henrique Leme. II. Título. III.
Instituto Militar de Engenharia.
3
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
LUÍS CARLOS DA SILVA
COMPORTAMENTO BALÍSTICO DO COMPÓSITO EPÓXI –
FIBRA NATURAL EM BLINDAGEM MULTICAMADA
Tese de Doutorado apresentada ao Curso de Doutorado em Ciência dos
Materiais do Instituto Militar de Engenharia, como requisito parcial para a
obtenção do título de Doutor em Ciências em Ciência dos Materiais.
Orientador: Prof. Luis Henrique Leme Louro – Ph.D. do IME
Aprovada em 16 de Julho de 2014 pela seguinte Banca Examinadora:
_______________________________________________________________
Prof. Luis Henrique Leme Louro – Ph.D., do IME – Presidente
_______________________________________________________________
Prof. Eduardo de Sousa Lima – D.C., do IME
_______________________________________________________________
Prof. Sérgio Neves Monteiro – D.C., do IME
_______________________________________________________________
Prof. José Brant de Campos– D.C., da UERJ
_______________________________________________________________
Prof. Jean Igor Margem – D.C., da UENF
Rio de Janeiro 2014
4
AGRADECIMENTOS
Inicialmente, agradeço a minha mãe, Nilda Augusto da Silva, a meu pai,
Mário da Silva e aos meus irmãos pela educação que tive e pelos exemplos ao
longo da minha vida.
À minha filha, Sabrina Augusto Faria da Silva pelo apoio e compreensão.
Aos meus orientadores: Professor Luíz Henrique Leme Louro, Professor
Sérgio Neves Monteiro, Professor Eduardo de Sousa Lima
Aos companheiros do INT: José Carlos da Rocha, Edmilson Carneiro,
Marize Varella, Sérgio Lobianco, Alexandre Antunes, Solange Francisco e
Roseli.
Aos companheiros do laboratório de cerâmica: Verônica Scarpinni,
Andrea Costa, Daniel Navarro, Carlos Chagas, Rubens Marçal, Suzana e
Thiago Guerra.
À UENF por toda a infraestrutura.
À pesquisadora Maria Cecília do IPQm pelo apoio na sinterização das
peças cerâmicas.
Ao CAEx, por disponibilizar instalações e mão de obra qualificada nos
ensaios balísticos.
Ao Joel pelas análises de MEV.
Ao Major Édio por suas contribuições nos ensaios balísticos.
Ao Exército Brasileiro por permitir mais esse aprendizado e a conquista
de mais um título em minha vida profissional.
5
“A felicidade não se resume na ausência de
problemas, mas sim na sua capacidade de lidar com
eles.”
ALBERT EINSTEIN
6
SUMÁRIO
LISTA DE ILUSTRAÇÕES ................................................................................. 8
LISTA DE TABELAS ........................................................................................ 13
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ........................................................... 15
1. INTRODUÇÃO ........................................................................................... 18
2. OBJETIVO ................................................................................................. 21
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ...................................................................... 22
3.1 BLINDAGEM ....................................................................................... 22
3.2 COMPORTAMENTO DINÂMICO ........................................................ 24
3.2.1 – INTERAÇÃO E REFLEXÃO DAS ONDAS DE CHOQUE .......... 27
3.3 BALÍSTICA .......................................................................................... 29
2.3.1 EFEITO DOPPLER ........................................................................... 36
3.3.2 BALÍSTICA EM FIBRAS ............................................................... 36
3.4 FIBRAS (CURAUÁ, BAGAÇO DE CANA DE AÇÚCAR E ARAMIDA) 45
3.4.2 DIÂMETRO DA FIBRA ................................................................. 49
3.4.3 TEOR DE UMIDADE .................................................................... 50
3.4.4 MASSA ESPECÍFICA ................................................................... 50
3.5 CURAUÁ ............................................................................................. 52
3.6 BAGAÇO DE CANA DE AÇÚCAR ...................................................... 59
3.7 ARAMIDA ............................................................................................ 62
4. MATERIAIS E MÉTODOS ......................................................................... 65
3.1 ASPECTOS GERAIS .............................................................................. 65
3.2 CONFECÇÃO DOS COMPÓSITOS DE CURAUÁ ............................. 68
3.3 PROCESSAMENTO DA CERÂMICA .................................................. 74
3.3.1 ALUMINA E NIÓBIA ..................................................................... 74
3.3.2 MOAGEM ..................................................................................... 75
3.3.3 CONFORMAÇÃO ......................................................................... 76
3.3.4 SINTERIZAÇÃO ........................................................................... 78
3.4 ENSAIOS BALÍSTICOS ...................................................................... 80
5. RESULTADOS E DISCUSSÃO ................................................................. 85
5.1 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA ........ 85
7
5.1.1 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA UTILIZANDO O EPÓXI PURO COMO CAMADA INTERMEDIÁRIA ............ 85
5.1.2 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA UTILIZANDO O COMPÓSITO DE CURAUÁ 30,0% COMO CAMADA INTERMEDIÁRIA. ...................................................................................... 89
5.1.3 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA UTILIZANDO O COMPÓSITO DE CURAUÁ 60,0% COMO CAMADA INTERMEDIÁRIA. ...................................................................................... 91
5.1.4 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA UTILIZANDO UM COMPÓSITO DE BAGAÇO DE CANA DE AÇÚCAR COMO CAMADA INTERMEDIÁRIA. ......................................................... 94
5.1.5 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA UTILIZANDO OITO CAMADAS DE TECIDO DE FIBRAS DE ARAMIDA COMO CAMADA INTERMEDIÁRIA. ......................................................... 98
5.1.6 DESEMPENHO DA CAMADA INTERMEDIÁRIA EM UMA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA. .............................................. 98
5.1.7 PROPRIEDADES ELÁSTICAS DAS MULTIBLINDAGENS ......... 99
5.1.8 INTERFACE CHUMBO (PROJÉTIL) E ALUMINA ...................... 102
5.1.9 INTERFACE ALUMINA E EPÓXI ............................................... 103
5.1.10 INTERFACE EPÓXI ALUMÍNIO ................................................. 104
5.1.11 INTERFACE ALUMINA E COMPÓSITO DE CURAUÁ 30% ...... 106
5.1.12 INTERFACE COMPÓSITO DE CURAUÁ 30% E ALUMÍNIO ..... 107
5.1.13 INTERFACE ALUMINA E COMPÓSITO DE CURAUÁ 60% ...... 109
5.1.14 INTERFACE COMPÓSITO DE CURAUÁ 60% E ALUMÍNIO ..... 110
5.1.15 INTERFACE ALUMINA E COMPÓSITO DE BAGAÇO DE CANA DE AÇÚCAR. ........................................................................................... 112
5.1.16 INTERFACE COMPÓSITO BAGAÇO DE CANA E ALUMÍNIO .. 113
5.1.17 INTERFACE ALUMINA E TECIDO DE ARAMIDA (8 CAMADAS) 115
5.1.18 INTERFACE TECIDO DE ARAMIDA E ALUMÍNIO .................... 116
5.1.19 COMPARAÇÃO ENTRE AS CAMADAS INTERMEDIÁRIAS ..... 118
5.2 DESEMPENHO INDIVIDUAL DAS CAMADAS DA MULTIBLINDAGEM. AVALIAÇÃO ATRAVÉS DA VELOCIDADE RESIDUAL. ............................ 121
6. CONCLUSÃO .......................................................................................... 129
7. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS. ...................................... 130
8. REFERÊNCIAS ....................................................................................... 131
8
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 1 – Exemplo de blindagem híbrida. Adaptado de Kaufmann, 2003. ..... 22
Figura 2 – Volume danificado em uma blindagem de vidro reforçado por um
polímero, em função da velocidade de impacto do projétil e da massa do
mesmo. Adaptado de DeLuca 1997. ................................................................ 23
Figura 3 – Curva tensão x deformação para um material dúctil. Adaptado de
Meyers, 1994. ................................................................................................... 25
Figura 4 – Ilustração da propagação de uma onda de choque. Adaptado de
Meyers, 1994. ................................................................................................... 26
Figura 5 – Transferência da onda de choque de um meio com baixa
impedância para um meio com alta impedância: (a) gráfico pressão versus
velocidade de partícula; (b) perfis de pressão. Adaptado de Meyers, 1994. .... 28
Figura 6 - Transferência da onda de choque de um meio com alta impedância
para um meio com baixa impedância: (a) gráfico pressão versus velocidade de
partícula; (b) perfis de pressão. Adaptado de Meyers, 1994. ........................... 29
Figura 7 – Gráfico de velocidade de impacto (antes de atingir o alvo) versus
velocidade residual (após o impacto), usando três projéteis com ½” de diâmetro
cada um e materiais diferentes. Adaptado de Czarnecki, 1997. ...................... 32
Figura 8 – Condições de teste para o V50. Adaptado de Czarnecki, 1997. ...... 32
Figura 9 – Dados experimentais de um ensaio balístico. Adaptado de Abrate
2007. ................................................................................................................ 34
Figura 10 – Dados experimentais de um ensaio balístico. Adaptado de Abrate
2007. ................................................................................................................ 35
Figura 11 – ilustração de duas situações de um objeto em movimento em
relação ao radar Doppler. ................................................................................. 36
Figura 12 – Esquema demonstrando as três etapas do impacto de um projétil
em um compósito reforçado por fibras. Adaptado de Westin, 2011. ................ 38
Figura 13 – Visão superior da área afetada pelo impacto balístico. Os fios
primários e secundários são definidos em duas regiões danificadas. A região A
é a região atingida diretamente e a região B sofre danos secundários.
Adaptado de Westin 2011. ............................................................................... 39
Figura 14 – Variação da deformação com a distância do ponto de impacto.
Adaptado de Morye 2000. ................................................................................ 42
9
Figura 15 – Deformação do compósito durante um impacto balístico (a) por
uma visão superior e (b) por uma vista lateral. Adaptado de Morye 2000. ...... 43
Figura 16 – Energia absorvida versus densidade superficial. Os valores
numéricos atribuídos pra cada curva é a massa dos fragmentos. Adaptado de
Jacobs 2001. .................................................................................................... 45
Figura 17 – Classificação das fibras e alguns exemplos. Adaptado de Pires
2009. ................................................................................................................ 46
Figura 18 – Macromolécula de celulose. Adaptado de Bledzki, 1996. ............. 49
Figura 19 – Plantação de curauá verde e roxo avermelhado. Adaptado de
Júnior, 2013. ..................................................................................................... 52
Figura 20 – Coleta de folhas de curauá por corte. Adaptado de Júnior, 2013.. 53
Figura 21 – Máquina desfibradora. Adaptado de Júnior 2013. ......................... 54
Figura 22 – Histograma, demonstrando a distribuição de comprimento e
diâmetro das fibras de curauá. Adaptado de Monteiro 2013. ........................... 56
Figura 23 – Ensaio de tração realizado em uma resina epóxi. Adaptado de
Sobrinho 2013. ................................................................................................. 57
Figura 24 – Amostras de compósitos com matriz de poliéster e diferentes
porcentagens em volume de curauá, fraturadas em testes de impacto de Izod.
Adaptado de Monteiro 2013. ............................................................................ 58
Figura - 25 Gráficos de resistência a flexão versus porcentagem volumétrica de
curauá. Adaptado de Monteiro, 2013. .............................................................. 59
Figura 26 – Resíduos de bagaço de cana de açúcar. Adaptado de Loh, 2013. 60
Figura 27 – Composição química do bagaço de cana. Adaptado de Loh, 2013.
......................................................................................................................... 60
Figura 28 – Colete para proteção balística feita de aramida. Adaptado de
Manimala 2009. ................................................................................................ 63
Figura 29 – Processo de polimerização para a produção do Kevlar. Adaptado
de Manimala 2009. ........................................................................................... 64
Figura 30 – Diagrama esquemático de uma blindagem multicamada, apoiada
em uma parede de plastilina. ........................................................................... 66
Figura 31 – Sistema multiblindagem com um compósito de curauá como
camada do meio. O sistema está preso em uma parede de plastilina. ............ 67
10
Figura 32 – Vista frontal da blindagem multicamada: (a) utilizando a aramida
como camada intermediária e (b) utilizando o compósito de curauá como
camada intermediária. ...................................................................................... 68
Figura 33 – Fibras de curauá em formato de “emaranhado”, como recebidos. 69
Figura 34 – Fibras de curauá sendo desembaraçadas com escova. ............... 70
Figura 35 – Fibras de curauá, sendo distribuídas dentro de um molde metálico
após o corte. ..................................................................................................... 71
Figura 36 – Resina epóxi sendo depositada em uma camada de curauá. ....... 72
Figura 37 – placa de compósito com uma matriz de resina epóxi e 30% em
volume de curauá. ............................................................................................ 73
Figura 38 – Moinho de bolas Marconi modelo MA 500. Adaptado de Trindade
2012. ................................................................................................................ 75
Figura 39 – Matriz de aço em formato hexagonal para conformar a alumina com
4% em peso de nióbia. ..................................................................................... 77
Figura 40 – Prensa hidráulica uniaxial SKAY. .................................................. 78
Figura 41 – Peças de Al2O3 sinterizadas à 1400 ºC por 3 horas. ................... 79
Figura 42 – Forno INTI utilizado para sinterizar as amostras de Al2O3 com 4%
em peso de Nb2O5. ........................................................................................... 80
Figura 43 – Esquema do sistema utilizado para os ensaios balísticos. ............ 81
Figura 44 – Medida da indentação na parede de plastilina provocado pelo
impacto do projétil na blindagem multicamada. ................................................ 82
Figura 45 – Radar Doppler, modelo SL-52 OP Weibel. .................................... 83
Figura 46 – Provete de tiro preparado para calibre 7,62 mm. .......................... 84
Figura 47 – Sistema multiblindagem, com camada intermediária de epóxi puro:
(a) configuração antes do impacto; (b) configuração após o impacto. ............. 86
Figura 48 – Imagem, de uma partícula de epóxi puro após o impacto balístico,
feito por um microscópio eletrônico de varredura. ............................................ 87
Figura 49 – Epóxi puro fraturado após o ensaio balístico. Partículas de
cêramica estão depositadas em sua superfície. ............................................... 88
Figura 50 – Sistema multiblindagem com a camada intermediária de compósito
curauá 30 % em volume: (a) antes do impacto, e (b) depois do impacto. ........ 89
Figura 51 – Micrografia de uma região de fratura de um compósito de curauá
30% feita por um microscópio eletrônico de varredura. ................................... 91
11
Figura 52 – Sistema multiblindagem contendo como camada intermediária um
compósito com 60,0% de fibra de curauá: (a) antes do ensaio; (b) após o
ensaio balístico. ................................................................................................ 92
Figura 53 – Imagem feita por um microscópio de varredura na região de fratura
do compósito de curauá 60,0%. ....................................................................... 93
Figura 54 – Compósito de curauá 60,0% coberto com partículas de cêramica
após o impacto balístico. .................................................................................. 94
Figura 55 – Sistema multiblindagem com compósito de bagaço de cana: (a)
configuração antes do impacto; (b) configuração depois do impacto. .............. 95
Figura 56 – Placa de alumínio pertencente a multiblindagem do compósito com
cana de açúcar. Um furo indicando a penetração total do projétil. ................... 96
Figura 57 – Fragmento de projétil preso na camada de plastilina. ................... 96
Figura 58 – Fragmento do projétil retirado da plastilina. .................................. 97
Figura 59 – Gráfico pressão versus velocidade de partícula. ......................... 103
Figura 60 – Gráfico pressão versus velocidade de partícula. ......................... 104
Figura 61 – Gráfico pressão versus velocidade da partícula. ......................... 105
Figura 62 – Casamento de impedâncias da interface alumina/curauá. .......... 107
Figura 63 – Casamento de impedâncias da interface curauá 30%/alumínio. . 108
Figura 64 – casamento de impedâncias entre as curvas Alumina inversa e
curauá 60%. ................................................................................................... 110
Figura 65 – Casamento de impedância utilizando como camada intermediária o
compósito de curauá 60%. ............................................................................. 111
Figura 66 – Casamento de impedância para a interface alumina e compósito de
bagaço de cana. ............................................................................................. 113
Figura 67 – Gráfico pressão versus velocidade de partícula de um sistema
multiblindagem com um compósito de bagaço de cana de açúcar como camada
intermediária. .................................................................................................. 114
Figura 68 – Casamento de impedâncias entre a interface projétil/alumina e
alumina/aramida. ............................................................................................ 116
Figura 69 – Casamento de impedâncias de um sistema multiblindagem,
utilizando aramida como camada intermediária. ............................................ 117
Figura 70 – Corpo de prova com epóxi puro para um ensaio de tiro obtendo a
velocidade residual. ........................................................................................ 122
12
Figura 71 – Decaimento da velocidade com o tempo. Pontos experimentais e
uma curva ajustada para o epóxi puro. .......................................................... 125
Figura 72 – Velocidade do projétil com o tempo para uma blindagem de
compósito de curauá 30%. ............................................................................. 126
Figura 73 – Espectro do radar para um alvo de Al2O3. ................................... 127
13
LISTA DE TABELAS
TABELA 1. Níveis balísticos. Adaptado da NIJ, 1013. .................................... 31
Tabela 2 – Comparação das propriedades das fibras naturais e sintéticas.
Adaptado de Bledzki, 1999............................................................................... 51
TABELA 3. Composição do curauá. Adaptado de Santos 2010...................... 53
TABELA 4. Comparação entre as propriedades mecânicas e físicas das fibras
naturais e das fibras de vidro. Adaptado de Zah 2007. .................................... 55
TABELA 5. Composição do bagaço de cana de açúcar. Adaptado de Verma
2012. ................................................................................................................ 61
TABELA 6. Análise química da alumina. .......................................................... 74
TABELA 7. Análise química da nióbia. ............................................................. 74
TABELA 8. Propriedades do PEG. ................................................................... 76
TABELA 9. Propriedades do adesivo. .............................................................. 83
TABELA 10. Valores de indentação na plastilina, utilizando como camada
intermediária no sistema multiblindagem uma placa de epóxi puro. ................ 86
TABELA 11. Valores de indentação na plastilina, utilizando como camada
intermediária no sistema multiblindagem um compósito de curauá 30% em
volume. ............................................................................................................. 90
TABELA 12. Valores de indentação na plastilina, utilizando como camada
intermediária no sistema multiblindagem um compósito de curauá 60% em
volume. ............................................................................................................. 92
Tabela 13. Valores de indentação na plastilina, utilizando como camada
intermediária, no sistema multiblindagem, um compósito contendo 30% em
volume de bagaço de cana de açúcar. ............................................................. 97
Tabela 14 – Indentação de um sistema multiblindagem variando a camada
intermediária. .................................................................................................... 98
Tabela 15 – Propriedades elásticas das camadas da multiblindagem. .......... 100
Tabela 16 – Parâmetros da onda de choque para os materiais utilizados. .... 101
Tabela 17 – Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo
epóxi puro como camada intermediária. ........................................................ 106
Tabela 18 – Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo
um compósito de curauá 30% como camada intermediária. .......................... 109
14
Tabela 19 - Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo
um compósito de curauá 60% como camada intermediária. .......................... 112
Tabela 20 - Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo
um compósito de bagaço de cana de açúcar 30% como camada intermediária.
....................................................................................................................... 115
Tabela 20 - Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo 8
camadas de aramida como interface intermediária. ....................................... 117
Tabela 21 – Impedância para a camada intermediária do sistema
multiblindagem. .............................................................................................. 118
Tabela 22 – Natureza das pressões de choque e valor das ondas refletidas. 119
Tabela 23 – Comparação entre os valores das impedâncias e das indentações.
....................................................................................................................... 121
Tabela 24 – Energia dissipada dentro do material e V50 para uma munição de
9 mm. ............................................................................................................. 123
Tabela 25 – Energia média absorvida e V50 médio para um ensaio com calibre
9 mm. ............................................................................................................. 124
Tabela 26 – Energia dissipada dentro do material e V50 para um calibre
7,62 mm. ........................................................................................................ 127
Tabela 27 – Avaliação de peso e custo das camadas de uma multiblindagem.
....................................................................................................................... 130
15
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ABREVIATURAS
AP – Projéteis Perfurantes
CAEx – Centro de Avaliações do Exército
FSP’s – Fragment Simulating Projectiles
INT – Instituto Nacional de Tecnologia
Kevlar – Poliamida Aromática conhecida como Aramida
MAS – Multilayered Armor System
MEV – Microscópio Eletrônico de Varredura
NIJ – National of Institute of Justice
UENF – Universidade Estadual do Norte Fluminense
UHMWPE – Polietileno de Auto Peso Molecular
SIGLAS
C0 – Velocidade de onda elástica
E – Módulo de elasticidade
ε - Alongamento
ρ – Densidade
Vp – Velocidade da onda plástica
Us – Velocidade da onda de choque
Up – Velocidade de partícula
σ - Tensão
16
RESUMO
Desde os tempos mais remotos um dos grandes desafios para blindagem
balística tem sido aliar a proteção humana com a mobilidade individual. Para
esta finalidade a blindagem deve ser leve e resistente ao impacto. Atualmente
reconhece-se o sucesso de uma blindagem balística pela sua capacidade de
fragmentar e absorver a energia cinética do projétil. No caso de projéteis de
alto impacto, uma blindagem balística costuma ser formada por diferentes
materiais formando várias camadas funcionais é utilizada para evitar uma
penetração letal do projétil em uma pessoa. A blindagem balística, formada por
várias camadas, onde tem-se: uma primeira camada de cerâmica que
fragmenta o projétil, uma segunda camada de polímero de alta densidade ou
um material compósito reforçado por fibras e uma, opcional, terceira camada
metálica formada por uma placa de alumínio, leve, para ser deformada
plasticamente pela energia residual dos fragmentos que eventualmente
atravessam a segunda camada. O objetivo deste trabalho foi pesquisar o
desempenho de uma multiblindagem balística comum, na qual a segunda
camada, normalmente formada por um tecido de aramida, foi substituída por
um compósito, de igual espessura, feito de uma matriz epóxi e reforçado com
fibras naturais. As fibras naturais utilizadas foram: um curauá (Ananás
erectifolius) de alta resistência e bagaços de cana de açúcar. A blindagem
pesquisada além da segunda camada, formada por tecidos de aramida ou
compósitos de fibras naturais, também era composta de uma primeira camada
formada por uma primeira camada de Al2O3 e a terceira camada formada por
uma placa de liga de alumínio. Os testes balísticos foram realizados com uma
munição real, calibre 7,62 mm. A indentação produzida em uma parede de
plastilina, simulando o corpo humano, avaliou o desempenho da blindagem
investigada, de acordo com as normas internacionais. O compósito de fibras de
curauá, mais leve e mais barato, apresentou vantagens significativas para
emprego como uma possível segunda camada em uma blindagem
multicamadas. Análises com microscópio eletrônico de varredura revelaram o
comportamento da microestrutura de cada camada individual.
17
Palavras-Chave:Fibras naturais; Balística; curauá; Blindagem; bagaço de cana
de açúcar.
ABSTRACT
Since ancient time armed conflicts, one of the main challenges for the
ballistic armor development towards the personal protection has been the
combination of human protection with individual mobility. For this purpose, the
armor material must be impact resistant and lightweight. Today it is recognised
that the success of a ballistic armor has to be associated with a material
capable of fragmenting the projectile and absorb most of its kinetic energy. In
the case of high impact projectiles, a multilayered armor composed of different
functional materials is used. The armor is designed to avoid, lethal penetration
in the human being. The most common multilayered ballistic armor is formed by
a first ceramic layer, able to promote the fragments projectile fragmentation,
and a second layer of a high density polymer or a fiber reinforced composite
material. A third layer may be included as a light metallic sheet to be plastically
deformed by the residual energy of fragments that eventually transpass the
second layer. The objective of this work was to investigated the performance of
a common multilayered ballistic armor in which the usual second layer of aramid
fabric was replaced by an equal thichness layer of natural fiber reinforced epoxy
matrix composites. The natural fibers used were a high strength curauá
(Ananas erectifolius) and a discorded fiber of sugarcane bagasse waste. The
investigated armors, in addition to polymeric second layer of either aramid fabric
or natural fiber composite, were also composed of a first layer of Al2O3 ceramic
tile and backed by a third layer of an aluminum alloy. Ballistic tests were
performed with actual 7.62 caliber ammunition. Indentention in a clay witness,
simulating a human body behind the back layer, showed that both types of
polymeric secon layers complied with international standards. The lighter and
cheaper curaua fiber composite displayed significant advantages as a possible
second layer in multilayered ballistic armor for personal protection. Scanning
electron microscopy and individual Doppler-Radar assisted ballistic tests
revelated the projectile resisting mechanism associated with the microstructure
behavior of each distinct layer.
18
1. INTRODUÇÃO
Coletes balísticos para proteção individual contra calibres relativamente
altos, como o 7,62 mm, exigem um sistema de blindagem leve com alta
absorção de impacto e resistência a penetração. Blindagens formadas por uma
única camada, geralmente feitas por placas de aço, só podem fornecer uma
blindagem efetiva com grandes espessuras o que acaba comprometendo a
leveza e mobilidade da blindagem (Borvik, 1999).
Sistemas de multiblindagem (MAS – Multilayered Armor System) têm sido
estudados e aplicados pois proporcionam uma blindagem leve e efetiva. A
multiblindagem tem o objetivo não apenas de absorver a energia do projétil,
mas também de impedir a penetração dos fragmentos. Segundo a norma NIJ
0101.06 uma blindagem é considerada efetiva quando proporciona, em uma
parede de plastilina, uma profundidade de deformação causada pela energia
do projétil não superior a 1,73 polegadas (44 mm). A parede de plastilina
mimetiza o corpo humano e penetrações maiores que este valor (44 mm)
causaria danos letais ao homem.
A multiblindagem é composta por uma camada frontal de cerâmica com
uma capacidade de deformar e fragmentar o projétil (Medvedovski, 2010).
Grande parte da energia cinética do projétil é dissipada através dessa
fragmentação dinâmica do projétil. Esta fragmentação envolve as etapas de
nucleação, crescimento e coalescimento das microtrincas (Louro, 1989).
A segunda camada que, sucede a cerâmica, pode ser um compósito,
leve, responsável por absorver a energia cinética dos fragmentos (do projétil e
da cerâmica). Originalmente eram utilizados compósitos de fibras de vidro
(Chou, 1997 e d’ Almeida, 2004) e mais tarde compósitos com fibras de
carbono foram pesquisados. Hoje, no entanto, tecidos de aramida e fibras de
polietileno de alto peso molecular tem sido utilizados como a segunda camada
de um sistema multiblindagem (Lee, 1994 e Hine, 2000). Estes compósitos
absorvem essa energia remanescente, do projétil e dos fragmentos, através de
vários mecanismos como o descolamento das fibras da matriz, o estiramento e
a deformação a flexão dessas fibras. Sem a cerâmica frontal, principal camada
de uma multiblindagem, seria necessária várias camadas de aramida (20 a 50)
para conter projéteis com alta energia cinética (Lee, 2003). Compósitos
19
monolíticos não são utilizados para a proteção balística pessoal devido a sua
rigidez proporcionando pouca mobilidade e conforto.
Um sistema multiblindagem também pode incluir uma terceira camada
dúctil atuando como uma barreira final. Esta terceira camada limita ainda mais
a profundidade de deformação na plastilina, causada pelos fragmentos, para
além da profundidade padrão máxima de 44 mm.
A necessidade de um componente leve ocupando a camada intermediária
não é, devido apenas, a mobilidade e o conforto do usuário, mas também para
melhorar a eficiência na absorção do impacto do projétil. Após o impacto uma
onda compressiva é gerada e se propaga através das várias camadas da
multiblindagem. Nas interfaces entre os diferentes materiais
(cerâmica/compósito/metal) esse pulso de energia é refletido, propagando-se
de volta, na forma de uma onda trativa ou compressiva dependendo da rekalçai
de impedância de choque entre as camadas envolvidas na interface. No caso
de uma onda de choque atravessar um meio de alta impedância para outro de
impedância menor gera-se uma onda compressiva transmitida com menor
intensidade de energia. A impedância está diretamente relacionada à
densidade do material. Uma energia de impacto menor deve ser transmitida
para um compósito, relativamente mais leve, que o material cerâmico que o
antecede.
Um sistema multiblindagem típico é composto por uma peça de Al2O3 com
densidade em torno de 3,7 g/cm3, seguida por um conjunto de fibras de
aramida com densidade de 1,4 g/cm3 e apoiada por uma placa de alumínio
com densidade de 2,7 g/cm3. A substituição do tecido de aramida por um
compósito de fibras com densidade menor deve, em princípio, ser uma
alternativa melhor no sentido de absorver a energia de impacto de um projétil.
Um possível candidato para ser esse material mais leve é um compósito
de matriz polimérica reforçado com fibras naturais. As fibras naturais obtidas a
partir de plantas, também conhecidas como fibras lignocelulósicas, além de
possuir uma densidade mais baixa que a aramida, são mais baratas e
ecológicas. Sendo renováveis, biodegradáveis além de menos poluentes em
respeito as emissões de CO2. O processamento dessas fibras naturais
consomem menos energia que o processamento de fibras sintéticas como as
fibras de vidro, de carbono e de aramida
20
As fibras vegetais são materiais sustentáveis provenientes de plantas
nativas. Tais fibras, quando adicionadas em componentes construtivos,
contribuem para reduzir o peso do compósito, diminuir o custo de produção
além de melhorar as propriedades mecânicas destes componentes,
principalmente a sua resistência ao impacto (Magalhães, 2009). O uso de fibras
naturais em compósitos está crescendo em vários setores como na indústria
automobilística e nas forças armadas objetivando proteção balística (Santos
2010). Os compósitos são elaborados pela associação de materiais: uma
matriz, que confere uma estrutura, e o reforço, que aumenta as propriedades
mecânicas. O objetivo principal da produção do compósito é combinar
diferentes propriedades para produzir um compósito que possua propriedades
superiores aos dos materiais isolados (Magalhães, 2009).
O uso de fibras naturais explora um recurso natural, renovável e
biodegradável. (Santos, 2010)
O curauá (ananás erectifolius) é uma planta da família das bromélias,
nativa da Amazônia Brasileira. As folhas do curauá podem atingir de 1 m a 5 m
de comprimento e 4 cm de largura com espinhos em sua volta.
O centro produtor da planta curauá pertence a Amazônia Paraense,
região norte do Brasil, de onde teve início as primeiras plantações comerciais.
O curauá possui o mesmo preço de outras fibras naturais do Brasil, com a
vantagem de possuir uma resistência à tração e à flexão bem mais elevada
quando comparada com as fibras de coco, sisal e juta. As suas propriedades
físicas se assemelham a do linho e das fibras de vidro (Zah, 2007).
As fibras de curauá são extraídas de suas folhas. Estas folhas são
rígidas, eretas e com faces planas. As fibras de curauá são compostas por
celulose, hemicelulose (ou polioses) e lignina (Castro, 2012). As fibras de
curauá estão entre as lignocelulósicas mais rígidas até hoje conhecidas. Estas
lgnocelulósicas são: coco, sisal, juta, ramie, linho e cânhamo. Algumas tem as
suas fibras extraídas das folhas e outras do caule.
21
2. OBJETIVO
O objetivo deste trabalho é estudar o desempenho balístico de
compósitos de uma matriz polimérica reforçado com fibras naturais. Esses
compósitos serão utilizados como camada intermediária em uma
multiblindagem substituindo o material, tradicionalmente utilizado, que é o
tecido formado por oito camadas de aramida. Os compósitos estudados são
reforçados com fibras naturais de curauá (composição variando de 0%, 30% e
60% em volume) e bagaço de cana de açúcar (30% em volume).
22
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1 BLINDAGEM
Até a segunda guerra mundial a blindagem era basicamente constituída
por metais. No entanto, com o desenvolvimento das armas e dos projéteis,
houve a necessidade da utilização de uma blindagem mais leve e mais
resistente. Contudo, a necessidade em se aliar a proteção com a mobilidade
fez com que novos materiais, mais leves, como fibras, compósitos e cerâmicos,
fossem incorporados a blindagem. Recentemente, as fibras mais utilizadas
para proteção balística têm sido aquelas industriais, feitas de Aramida bem
como de polietileno de alto peso molecular (UHMWPE). Porém, as blindagens
constituídas apenas por compósitos são ineficientes contra projéteis
perfurantes (AP). Para projéteis do tipo AP, uma placa cerâmica necessita ser
incorporada ao compósito para fraturar o projétil. As cerâmicas mais utilizadas
na blindagem balística são: a alumina, o carbeto de silício e o carbeto de boro.
Os sistemas de blindagem convencionais consistem em um “sanduíche”
formado por um material cerâmico e um compósito e é conhecida como
blindagem híbrida como mostrado na Figura 1 abaixo (Kaufmann, 2003)
Figura 1 – Exemplo de blindagem híbrida. Adaptado de Kaufmann, 2003.
23
A função dessa camada de cerâmica na blindagem híbrida é reduzir a
massa e a velocidade de impacto do projétil. Por ser um material mais duro que
o projétil, a cerâmica causa a fratura desse projétil em pequenos fragmentos
que podem ser facilmente absorvidos pela camada subseqüente a cerâmica.
Esta camada formada pelo compósito está descrita no trabalho de Gonçalves,
2004.
Quando o projétil atinge a camada cerâmica, uma onda compressiva é
gerada, que percorre todo o material cerâmico. Uma vez que a onda de
compressão atinge o lado posterior da camada cerâmica, ela é parcialmente
refletida como uma onda de tensão trativa, causando danos nessa camada de
cerâmica. A diferença de impedância de choque entre a camada de cerâmica e
a camada seguinte da blindagem é importante no desempenho balístico no
sistema de blindagem (Tasdemirci, 2012).
A eficiência de um sistema de blindagem depende de vários parâmetros
como a velocidade do projétil, a resistência a tensão e a massa do projétil. A
Figura 2 apresenta um gráfico que mostra o comportamento, praticamente
linear, do volume danificado da blindagem com a velocidade do projétil
(DeLuca, 1997).
Figura 2 – Volume danificado em uma blindagem de vidro reforçado por um
polímero, em função da velocidade de impacto do projétil e da massa do
mesmo. Adaptado de DeLuca 1997.
24
Para evitar gastos com ensaios balísticos, muitas vezes são
desenvolvidas ferramentas de simulação bastante precisas (Burger, 2011).
3.2 COMPORTAMENTO DINÂMICO
A taxa da aplicação de uma força externa em um corpo vai definir se um
processo é estático ou dinâmico. Taxas de deformação elevada tornam o
fenômeno de carregamento localizado propagando-se no sólido como uma
onda de tensão, caracterizando um comportamento dinâmico, enquanto que
taxas de deformação lenta fazem com que o carregamento seja um fenômeno
experimentado por todo o corpo caracterizando um comportamento estático
(Meyers, 1994 e Zukas, 1980).
Podemos considerar o comportamento balístico dos materiais como uma
resposta dinâmica as altas taxas de deformação a que o material é submetido
durante o impacto de um projétil. De acordo com o nível de tensão em que o
material é submetido pode-se ter como resposta a essa tensão ondas elásticas,
plásticas e de choque (Cardoso, 2005).
Quando a passagem da onda submete o material a uma tensão menor
que a tensão de escoamento desse material pode-se dizer que trata-se de uma
onda elástica. A velocidade de onda elástica é dada pela equação 1.
�� = ��� (1)
Onde E é o módulo de elasticidade do material e ρ é a densidade.
Quando o pulso de tensão excede a tensão de escoamento do material essa
onda se decompõe em uma onda elástica e uma onda plástica. A velocidade
da onda plástica é dada pela equação 2.
�� = � ��� (2)
25
Onde dσ/dε é a inclinação da curva tensão x deformação da Figura 3.
Pode-se perceber por essa Figura que no regime elástico a relação, dσ/dε é
constante e igual ao módulo de elasticidade do material, além de, ser maior
que no regime plástico o que significa que as ondas elásticas viajam a uma
velocidade maior do que as ondas plásticas.
Figura 3 – Curva tensão x deformação para um material dúctil. Adaptado de
Meyers, 1994.
Quando o pulso de tensão ultrapassa e muito a tensão de escoamento, o
material passa a se comportar como um fluido e as ondas se propagam em
uma frente única com uma velocidade maior que a da onda elástica. Este tipo
de onda é denominada onda de choque. A Figura 4 mostra o movimento de um
pistão a uma velocidade Up. Observa-se que a região pertubada pelo
movimento do pistão possui uma fronteira bem definida em relação a região
não pertubada e esta fronteira propaga-se a uma velocidade Us > Up.
26
Figura 4 – Ilustração da propagação de uma onda de choque. Adaptado de
Meyers, 1994.
A relação entre a velocidade de onda de choque Us e a velocidade do
pistão Up mostrados na Figura 4 foi determinado experimentalmente por
Meyers, 1994.
� = �� + �� � + �� �� (3)
Onde S1 e S2 são parâmetros empíricos característicos do material e C0 é
a velocidade do som no material na pressão zero. Para a maioria dos materiais
o parâmetro S2 é considerado nulo, tornando a equação.
� = �� + �� � (4)
27
3.2.1 – INTERAÇÃO E REFLEXÃO DAS ONDAS DE CHOQUE
Quando uma onda de choque propaga-se de um meio A para um meio B,
muda-se a pressão, velocidade da onda, densidade e assim por diante. A
impedância de choque é definida como o produto da densidade inicial, ρ0, pela
velocidade da onda de choque Us. Pode-se fazer uma aproximação colocando
a impedância de choque como o produto da densidade inicial ρ0 pela
velocidade sônica da onda C0. Sendo assim, a impedância será alta para
materiais com alta densidade e alta velocidade sônica.
Uma pressão será gerada com a velocidade de partículas de acordo com
a equação.
� = �� � � (5)
Em materiais com alta impedância o melhor método para tratar a transferência
de onda de um meio A para um meio B é o do casamento de impedâncias.
Considerando a interface como um meio contínuo determina-se que a
velocidade de partícula e pressão serão os mesmos em ambos os materiais.
Analisando-se dois casos específicos.
• Transferência da onda de choque de um material, A, com baixa
impedância para um material, B, com alta impedância – O gráfico da
Figura 5 (a) mostra como a pressão P varia com a velocidade de
partícula para os materiais A e B. A curvatura da linha pontilhada (Figura
5 (a)) é a impedância de choque (ρ0Us) na pressão P1. Na interface, a
pressão P1 irá mudar para o equilíbrio ser atingido. Isto é feito pelo
método de casamento de impedâncias, demonstrado esquematicamente
na Figura 5 (a). No encontro da curva (AR) com a curva B encontra-se a
pressão P2 que é a pressão no meio B. A Figura 5 (b) mostra a
sequência de perfis de pressão. Quando a onda de choque alcança à
interface, a pressão P1 sobe até a pressão P2. Quando a frente de onda
encontra-se com a interface ela se divide em duas ondas em que, uma
se propaga para o meio A e a outra se propaga para o meio B. Entre t3 e
28
t4 a onda de choque inicial se divide e uma onda compressiva com
pressão, P2 – P1, se propaga no meio A. A velocidade de partícula, Up2,
na região de alta pressão será a mesma para ambos os meios.
Figura 5 – Transferência da onda de choque de um meio com baixa
impedância para um meio com alta impedância: (a) gráfico pressão versus
velocidade de partícula; (b) perfis de pressão. Adaptado de Meyers, 1994.
• Transferência da onda de choque de um meio com alta impedância para
um meio com baixa impedância – Esta é uma situação inversa da
anterior. A solução gráfica é mostrada na Figura 6 (a) pelo método do
casamento de impedâncias. Nesta situação o pulso compressivo de P2 é
menor que a pressão P1. Está pressão irá gerar um pulso refletido de
natureza trativa no meio A. Assumindo que ambos os meios A e B são
semi-infinitos e que essa onda refletida pode encontrar uma frente de
onda do pulso primário. No instante t4 este encontro ocorre e irá formar
um pulso de tensão que irá se propagar em ambas as direções. Se este
29
pulso trativo tiver uma amplitude suficiente que supere a resistência à
fratura do material, ele irá estilhaçar, podendo haver estilhaçamentos
múltiplos.
Figura 6 - Transferência da onda de choque de um meio com alta impedância
para um meio com baixa impedância: (a) gráfico pressão versus velocidade de
partícula; (b) perfis de pressão. Adaptado de Meyers, 1994.
3.3 BALÍSTICA
Balística é uma ciência que estuda o lançamento de corpos, chamados de
projéteis, ao ar livre. Geralmente o seu estudo está relacionado a projéteis
lançados por armas de fogo. Segundo o movimento do projétil a balística pode
30
ser dividida em três fases distintas: a balística interna, a balística externa e a
balística terminal.
A balística interna estuda os fenômenos que ocorrem desde o momento
do disparo até o instante em que o projétil ainda se encontra no cano da arma.
Este estudo baseia-se em parâmetros como: temperatura, volume e pressão
dos gases no interior da arma durante a explosão do material propulsor, o
formato da arma e do projétil.
A balística externa consiste no estudo dos fenômenos que ocorrem desde
o momento em que o projétil abandona o cano da arma, até o instante em que
atinge o alvo. Neste estudo os parâmetros envolvidos são: a aerodinâmica
(interação entre o movimento do projétil e o ar), calibre, formato, massa,
velocidade inicial e rotação do projétil. A massa e a velocidade são os fatores
mais relevantes no desenvolvimento de uma arma e de um projétil. A energia
transmitida ao alvo corresponde à energia cinética do projétil em movimento,
dada por:
� = �� . �. �� (6)
onde, E = energia em Joules, m = massa em kilogramas e v = velocidade em
m/s.
A balística terminal estuda o comportamento do projétil durante a sua
penetração no alvo. Esse estudo envolve alguns conceitos empíricos. Esse
estudo tem por objetivo maximizar a penetração e aumentar a capacidade de
destruição do projétil ao utilizar material explosivo na extremidade do projétil ou
permitir a fragmentação do mesmo ao penetrar no alvo (Grillo, 2009).
O desempenho da proteção balística para a proteção policial e militar é
medido segundo padrões internacionais. O mais aplicado é aquele adotado
pelo Instituto Nacional de Justiça dos Estados Unidos (NIJ – National Institute
of Justice). A Tabela 1 abaixo demonstra os diferentes níveis de proteção ao
impacto relacionado por calibre da arma e no tipo, peso e velocidade do
projétil.
31
TABELA 1. Níveis balísticos. Adaptado da NIJ, 1013.
A resistência balística é determinada através de testes de tiro em alvos
balísticos formados por um cerâmico, um polímero e um metal. Geralmente são
examinados dois fatores para se obter esta resistência: o Vmáx que é a
velocidade máxima de penetração em que o projétil não atravessa a espessura
da blindagem testada e o V50 que é a velocidade em que a probabilidade do
projétil atravessar o alvo é de 50%.
O V50 é um parâmetro crítico utilizado para avaliar a vulnerabilidade do
alvo em questão. O V50 é definido como uma pequena faixa de velocidades ao
longo do qual toda a energia cinética é transferida ao alvo. O V50 é função de
muitas variáveis associadas ao evento do impacto. Dentre essas variáveis
inclui-se os parâmetros relacionados ao projétil, (formato da ponta, área de
corte, massa e dureza), e ao alvo (as propriedades dos materiais envolvidos e
as suas espessuras) entre outros (Czarnecki, 1997).
A relação entre as velocidades inicial e residual (após a penetração no
alvo) do projétil é não-linear. O grau de não linearidade aumenta quando a
velocidade do projétil se aproxima do V50, como pode-se ver no gráfico da
Figura 7.
32
Figura 7 – Gráfico de velocidade de impacto (antes de atingir o alvo) versus
velocidade residual (após o impacto), usando três projéteis com ½” de diâmetro
cada um e materiais diferentes. Adaptado de Czarnecki, 1997.
Para o cálculo do V50, determinam-se as três velocidades mais altas dos
três projéteis que pararam no compósito e as três velocidades mais baixas que
o atravessaram e com esses dados calcula-se o valor médio. A Figura 8
esquematiza o aparato necessário para o teste do V50.
Figura 8 – Condições de teste para o V50. Adaptado de Czarnecki, 1997.
33
Para determinar o limite balístico em compósitos, considera-se que
inicialmente o projétil de massa M tem uma velocidade inicial Vi e considera-se
Vb a velocidade limite, isso é, a velocidade mais baixa que resulta na total
penetração do compósito. Conhecendo-se a velocidade residual VR, podemos
estimar Vb. Abordando um equilíbrio de energia pode-se considerar:
� = �� ���� (7)
onde UR é a energia residual do projétil, pode-se considerar também a energia
inicial (de impacto) do projétil, Ui, como:
� = �� ���� (8)
em um teste estático pode-se assumir que a energia necessária para penetrar
um compósito durante um ensaio estático é UP. Essa energia é considerada
como:
� = �� ���� (9)
nesse caso a energia residual pode ser descrita como:
� = � − � (10)
a equação 9 pode ser derivada, considerando o projétil como um corpo rígido
submetido a uma força resistiva F. Usando a lei de Newton, a equação 9 torna-
se:
� = −��� !" (11)
Assumindo que essa força F é uma constante (F = C0), proporcional a área
transversal do projétil. Integrando a equação 11, pode-se obter a seguinte
relação:
� = ��ℎ (12)
34
Onde h é a espessura do compósito. Uma das limitações desse modelo é que
ele considera a energia absorvida em uma penetração estática no compósito.
Testes experimentais demonstram que em uma penetração dinâmica (como é
o caso de um projétil) a energia residual é bem mais elevada do que a medida
em uma penetração estática.
Para compensar essa limitação do modelo, pode-se considerar que
durante um impacto balístico (comportamento dinâmico), parte da massa do
compósito (m) é ejetada e contribui para o aumento da velocidade residual.
Usando o princípio da conservação de energia, temos:
�� $� + �%��� = �
� ���� − � (13)
a velocidade residual é nula quando a velocidade inicial é igual ao limite
balístico, Vb, podemos reescrever a equação 13 como:
� = $&'(&)%*�+,
-. (14)
a equação 13 demonstra que a energia residual varia linearmente com a
energia de impacto. O coeficiente linear dessa relação é inferior a um. Esse
valor menor que um demonstra que parte da energia de impacto foi absorvida
pelo compósito. A Figura 9 demonstra essa relação.
Figura 9 – Dados experimentais relacionando a energia residual (após a
penetração completa do alvo) com a energia de impacto. Adaptado de Abrate
2007.
35
A velocidade residual VR pode ser descrita como:
�� = /0��� − ���12
3 (15)
onde p = 2 e / = ���+*,
-. .
A equação 15 é conhecida como a equação Lambert – Jonas e é usada
para prever impactos em metais e outros materiais rígidos. A Figura 10
demonstra a relação entre a velocidade residual e a velocidade de impacto
(Abrate, 2007).
Figura 10 – Dados experimentais de um ensaio balístico. Adaptado de Abrate
2007.
Um outro método para se obter a velocidade limite é a utilização de um
radar Doppler como descreve-se a seguir:
36
2.3.1 EFEITO DOPPLER
O radar Doppler pode ser empregado para medir a componente da
velocidade radial dos alvos se aproximando ou se afastando do radar. O efeito
Doppler permite calcular a velocidade de um objeto em movimento através da
variação de freqüência da onda refletida pelo objeto em movimento conforme
ilustrado.
Figura 11 – ilustração de duas situações de um objeto em movimento em
relação ao radar Doppler. Na primeira situação a) o objeto se afasta do radar e
na segunda o b) o objeto se aproxima. Adaptado de Massambini 2013.
Conforme observado na Figura 11, quando o objeto se afasta do radar a
freqüência da onda refletida diminui e quando o objeto se aproxima a
freqüência aumenta. Contudo, se o alvo estiver se movimentando lateralmente
não haverá mudança nas distâncias medidas pelo radar, e o radar informará
velocidade igual a zero para o objeto.
3.3.2 BALÍSTICA EM FIBRAS
Após o impacto de um projétil no sistema fibroso propagam-se duas
ondas ao longo da fibra, com um formato de “V” na região próxima ao impacto.
A onda mais rápida é a onda elástica de tensão com velocidade de propagação
dada pela equação 16.
� = *��.
24 (16)
37
Onde E é o módulo de elasticidade da fibra e ρ é a sua massa específica.
Na região atrás da frente de onda de tensão o material flui para a região do
impacto.
Paul Wambua realizou um trabalho em que foram obtidas as propriedades
balísticas de três tipos de fibras naturais: linho, cânhamo e juta. O parâmetro
V50 foi obtido através da simulação de fragmentos de projéteis (fragment
simulating projectiles – FSP’s) usando um canhão monométrico intercambiável.
Foram ainda realizados ensaios usando sistemas híbridos contendo placas
finas de aço na frente somente e na frente e atrás dos compósitos de fibras
naturais.
Os corpos de prova utilizados foram processados, usando 46% de fibras
naturais em uma matriz de polipropileno, através de uma prensagem à quente
a uma temperatura de 190º C e pressão de 0,64 MPa. As amostras foram
cortadas em compósitos quadrados de dimensão 30 x 30 cm2.
No momento do impacto no alvo (compósito reforçado por fibras), o
projétil tem certa velocidade, massa e formato. A energia cinética do projétil
tem de ser absorvida ou transferida para o alvo para evitar a perfuração.
Quando esta perfuração ocorre é dito que o limite balístico foi atingido. O
impacto de um projétil em um compósito reforçado por fibras pode ser descrito
em três fases distintas, conforme ilustra a Figura 12 (Westin, 2011).
38
Figura 12 – Esquema demonstrando as três etapas do impacto de um projétil
em um compósito reforçado por fibras. Adaptado de Westin, 2011.
Vários mecanismos contribuem para a absorção de energia após o
impacto de um projétil em um compósito reforçado por fibras. Estes
mecanismos afetam várias regiões do compósito durante as três etapas citadas
anteriormente como demonstra a Figura 12 (Westin, 2011).
39
Figura 13 – Visão superior da área afetada pelo impacto balístico. Os fios
primários e secundários são definidos em duas regiões danificadas. A região A
é a região atingida diretamente e a região B sofre danos secundários.
Adaptado de Westin 2011.
Durante o impacto podem ocorrer a formação de trincas na matriz e
delaminação. À medida que o projétil vai penetrando no alvo o atrito vai
gerando calor, que é um fator que contribui para a absorção de energia. As três
fases que sucedem após o impacto são as seguintes:
1. Primeira fase – ao atingir o alvo as fibras recebem uma tensão de
compressão e começam a falhar. À medida que o impacto
prossegue o material flui preferencialmente na direção da
espessura do compósito, mas também há deslocamento no sentido
radial. O material flui em direção ao ponto de impacto gerando uma
tensão de compressão na face do projétil e conseqüentemente
gera uma tensão radial na área circundante, ou seja, a região B.
40
2. À medida que a penetração prossegue a tensão gerada na fase 1,
gera tensão nas fibras da região B e também desenvolve-se uma
tensão compressiva nessa região. A onda de compressão propaga-
se e alcança a parte de trás do compósito, promovendo uma
deformação no formato de cone conforme ilustrado na Figura 12.
Este tipo de deformação é chamado, portanto, de formação de
cone.
3. Altas tensões são criadas no ponto de impacto e o material
adjacente à borda do projétil é rompido. Isso pode resultar em uma
camada de material que é empurrado para frente pelo projétil. As
camadas inferiores são rompidas após a formação do cone
(Westin, 2011)
Com o impacto, a energia cinética do projétil pode ser reduzida através de
vários mecanismos como: deformação do compósito, delaminação entre as
camadas, deformação do projétil e cisalhamento nas camadas do compósito.
Todos estes mecanismos são capazes de absorver a energia cinética do
projétil. Também contribuem para essa absorção de energia a disposição das
fibras no compósito e a energia interfacial. Para desenvolver materiais
compósitos para a proteção balística é necessário compreender e quantificar a
energia absorvida por cada um desses mecanismos. Com o impacto, os fios
primários do compósito (os fios diretamente atingidos pelo projétil) são
submetidos a uma tensão de ruptura. Os fios secundários, ou seja, os fios não
atingidos diretamente pelo projétil sofrem uma deformação devido à formação
do cone, conforme mostrado na Figura 12. Estes dois mecanismos: a ruptura
dos fios primários e a deformação dos fios secundários contribuem para a
absorção de energia. Além desses dois grandes mecanismos de absorção de
energia, existe uma terceira contribuição para absorver a energia cinética do
projétil que é a energia cinética de uma parte móvel do compósito. Elementos
materiais do compósito estão em repouso antes do impacto e são postos em
movimento devido ao impacto do projétil e, portanto, absorvem energia cinética
através do movimento do cone. Assim, a energia total absorvida pelo
compósito será:
41
�56578 = �9� + �9: + �;� (17)
Onde: EFP é a energia absorvida pelos fios primários, EFS é a energia
absorvida pelos fios secundários e EKE é a energia cinética absorvida pela
parte móvel do compósito.
Considerando a energia absorvida no ponto de ruptura do compósito por
unidade de volume, Ec, pela Figura 13 este volume pode ser descrito como:
�9� = �<� (18)
Onde V é o volume deformado na região de impacto. Esse volume pode
ser descrito como:
� = 4><?@ (19)
Onde D é o diâmetro do projétil, T é a espessura do compósito e Rc é o
raio do cone formado na parte de trás do compósito. Substituindo esses dados
na equação 18, temos:
�9� = 4�<><?@ (20)
A energia absorvida pela deformação elástica no compósito pode ser
obtida através da área sob a curva em um gráfico tensão/deformação. Como a
curva tensão/deformação acontece em um regime elástico o gráfico apresenta
um comportamento linear. Com isso a energia absorvida pelos fios secundários
fica:
�9: = �� �A� (21)
Onde: M é o módulo de tensão do compósito e ε é a deformação. Os fios
que se encontram na região deformada, mas que não foram diretamente
impactados pelo projétil, experimenta diferentes deformações de acordo com a
42
sua posição. Os fios que se encontram muito distantes da região de impacto
não sofrem nenhuma deformação, enquanto que os fios mais próximos dessa
região sofrem uma deformação menor do que a deformação de ruptura. Com
essas considerações, temos as seguintes condições de contorno para a
deformação ε com a distância do ponto de impacto r: quando ε = ε0 temos r =
D/2 aonde ε0 é a deformação de ruptura, e quando ε = 0 temos r = RC. O
gráfico da Figura 14 demonstra a variação da deformação ε com o raio r do
cone. A deformação pode ser expressa com a seguinte equação:
A = �$�B(C%��B(D A� (22)
A energia total absorvida pela deformação dos fios secundários pode ser
obtida pela seguinte integração:
�9: = @ E �� �2GH. IH. 4A�� * �B(C
��B(D.��D/� (23)
�9: = KL�M4N$��B(D%4 O�BP
Q − D4�B4� + DR�B
Q − DP�ST (24)
Figura 14 – Variação da deformação com a distância do ponto de impacto.
Adaptado de Morye 2000.
43
Figura 15 – Deformação do compósito durante um impacto balístico (a) por
uma visão superior e (b) por uma vista lateral. Adaptado de Morye 2000.
A energia cinética do cone em movimento é dada por:
�;� = �� �<�<� (25)
Onde mc é a massa da região do cone e Vc é a velocidade do cone. A
massa do cone após a penetração é dada por:
�< = �G><�@ (26)
Substituindo a equação 26 na equação 25, a equação da energia cinética
torna-se:
�;� = �� �G><�@�<� (27)
De acordo com o modelo a energia cinética perdida pelo projétil durante a
penetração no alvo é igual à energia total absorvida pelo compósito, sendo
assim, é possível calcular a velocidade limite do projétil, V0. Essa velocidade
44
limite é a velocidade em que o compósito absorveria toda a energia cinética do
projétil, impedindo assim a sua penetração total no compósito (Morye, 2000).
�56578 = �� ���� (28)
�� = � �U �56578 (29)
Outro modelo, conhecido como FSP “Fragment Simulating Projectile”
considera que o projétil não se deforma, tornando mais fácil a previsão do
comportamento balístico. Embora a penetração de um projétil em um
compósito seja um processo bastante complexo, tais detalhes não são
necessários para a previsão de blindagem de um projétil não deformável.
Neste modelo é levada em conta a área de contato entre o
projétil/fragmento e o compósito balístico, a densidade superficial do compósito
e a energia absorvida após o impacto. Essa relação pode ser aproximada pela
equação 30 abaixo.
�VWX
: = Y? [ \ (30)
Em que: EABS é a energia absorvida, S é a área de contato, AD é a
densidade superficial e c é uma constante balística que depende do material da
blindagem. O gráfico da Figura 16 mostra a relação apresentada na equação
29.
45
Figura 16 – Energia absorvida versus densidade superficial. Os valores
numéricos atribuídos pra cada curva é a massa dos fragmentos. Adaptado de
Jacobs 2001.
Este modelo considera que a contribuição de todas as camadas da
blindagem é a mesma e apenas três parâmetro precisam ser conhecidos: a
massa e a velocidade do projétil e a constante balística do material (Jacobs
2001).
3.4 FIBRAS (CURAUÁ, BAGAÇO DE CANA DE AÇÚCAR E ARAMIDA)
As fibras sintéticas, à base de polímeros ou não, são capazes de serem
estiradas em longos filamentos tendo pelo menos uma razão de aspecto 100:1
(comprimento para diâmetro). A maioria das fibras poliméricas comerciais é
usada na indústria têxtil, na forma de tecidos. Um exemplo de fibra comercial é
a aramida. As fibras de aramida são empregadas em materiais compósitos
(Callister, 2012). A finalidade delas é reforçar uma matriz promovendo aumento
na resistência à tração e à flexão do compósito em questão. A matriz frágil e as
fibras deformam-se elasticamente até o rompimento da matriz. A carga
aplicada é dividida entre a matriz e as fibras tornando o compósito mais
46
resistente (Magalhães, 2009). Quanto às suas aplicações, as fibras podem ser
submetidas há uma variedade de deformações mecânicas como: estiramento,
retorcimento, cisalhamento e abrasão. Conseqüentemente elas devem ter uma
alta resistência à tração e um alto módulo de elasticidade. Estas propriedades
são governadas pela química dos polímeros e também pelo método de
estiramento da fibra (Callister, 2012). As fibras podem ser divididas como fibras
sintéticas e fibras naturais. A Figura 17 ilustra a classificação dessas fibras e
apresenta alguns exemplos.
Figura 17 – Classificação das fibras e alguns exemplos. Adaptado de Pires
2009.
O termo “fibras sintéticas” refere-se a fibras processadas pela extrusão de
um material sintético, ou, fruto de pesquisas que visam uma otimização das
propriedades físicas, mecânicas ou químicas de fibras naturais. Portanto, uma
fibra sintética é uma fibra artificial criada a partir de materiais naturais ou por
processos químicos. Exemplos de fibras sintéticas são o poliéster e o nylon
(Mano, 2010).
O processo de produção das fibras sintéticas inicia-se com a
transformação da nafta petroquímica, um derivado do petróleo, em benzeno,
eteno, p-xileno e propeno, produtos intermediários da chamada primeira
47
geração petroquímica e insumos básicos para a produção destas fibras
(Cunha, 2001).
As fibras sintéticas apresentam algumas desvantagens em relação as
fibras naturais, tais como: alto consumo de energia na sua produção,
geralmente são abrasivas para os equipamentos de processamento, não são
biodegradáveis e são geradas a partir de fontes não renováveis (Mano, 2010).
As fibras naturais são provenientes de fontes renováveis e possuem
propriedades mecânicas que permitem reforçar uma matriz polimérica. Entre as
fibras naturais mais usadas destacam-se as fibras de coco, curauá, sisal,
bambu, pinus, bananeira entre outras (Oliveira, 2012).
As fibras naturais têm sido utilizadas desde os primórdios da humanidade
e ainda são amplamente utilizadas no processamento de artigos como tecidos
e papéis. No início do século 20 havia uma clara tendência em substituir as
fibras naturais por fibras sintéticas. No entanto, ao longo do século 20
aconteceram alterações significativas nesta tendência. O alto consumo de
energia no processamento das fibras artificiais, aliada à preocupação
ambiental, fez com que as fibras naturais pudessem ser revistas como
materiais do futuro (Monteiro, 2012).
O tipo de resina usada como matriz e a fibra são escolhidas de acordo
com suas propriedades, aplicação, disponibilidade e custo. As fibras utilizadas
geralmente tem um comprimento que varia de 3 a 8 mm e a sua concentração
pode variar de 20 a 70% de volume no compósito. As fibras mais comuns são:
sisal, juta, cânhamo, coco, linho, curauá, bagaço de cana e banana. As
propriedades da fibra podem variar consideravelmente, dependendo da região
da planta em que essa fibra é removida, onde foram cultivadas e o pré-
tratamento que receberam. No processamento desse compósito, geralmente
são utilizados estabilizadores, agentes de adesão, lubrificantes e
estabilizadores de radiação ultravioleta (Santos, 2010).
Muitos compósitos apresentam problemas de compatibilidade entre a fibra
e a matriz o que resulta na diminuição das suas propriedades mecânicas
(Gomes, 2007).
As fibras naturais são compostas de celulose que contém grupos hidroxila
que promovem ligações de hidrogênio com moléculas vizinhas de celulose e
outras moléculas polares. Por este motivo as fibras naturais apresentam
48
grande afinidade com a umidade ambiente (hidrofilia) e pouca afinidade com as
matrizes poliméricas hidrofóbicas, que é o caso da maioria das resinas
empregadas em compósitos (Pires, 2009).
Para melhorar a interação entre a fibra e a matriz, tratamentos de
superfície são necessários para modificar a morfologia das fibras melhorando
assim, a sua adesão a matriz. Um desses tratamentos utiliza soluções alcalinas
que melhoram a adesão fibra/matriz e conseqüentemente as propriedades
mecânicas do compósito. O tratamento alcalino muda a estrutura física das
fibras com uma ação de branqueamento removendo materiais parafínicos e
impurezas. Esta ação leva a melhoria da adesão interfacial entre a fibra e a
matriz. Estudos mostram que fibras de curauá tratadas com soluções de
hidróxido de sódio com concentração de 10 a 15% em massa possuem uma
tenacidade a fratura de duas a três vezes mais do que as fibras sem
tratamento. Este tratamento é feito mergulhando as fibras na solução durante
duas horas à temperatura ambiente. Após o tratamento alcalino as fibras são
lavadas durante alguns minutos com uma solução de ácido acético à 1% em
massa. Finalmente, as fibras são lavadas com água corrente e secas à
temperatura ambiente por 24 horas (Gomes, 2007).
O tratamento por hidróxido de sódio, além de remover as impurezas e o
material parafínico aumenta a rugosidade das fibras além de causar a remoção
parcial da hemicelulose e da lignina, promove um melhor empacotamento das
moléculas de celulose aumentando assim a cristalinidade das fibras. Este
aumento de cristalinidade promove um aumento do módulo de elasticidade e
da resistência a tração (Pires, 2009).
Conforme citado anteriormente, o principal componente das fibras
naturais é a celulose. A unidade macromolecular da unidade de celulose é a
glicose anidra. Essa espécie química contém três grupos hidroxilas (OH-).
Estas hidroxilas formam ligações de hidrogênio dentro da molécula
(intramolecular) e entre moléculas de celulose (intermolecular). As fibras
naturais são hidrofílicas. Essas fibras absorvem água na proporção de 8 a
12,6%. A Figura 18 apresenta a fórmula estrutural de uma macromolécula de
celulose (Bledzki, 1996).
49
Figura 18 – Macromolécula de celulose. Adaptado de Bledzki, 1996.
Alguns ensaios costumam ser realizados para a determinação de
algumas propriedades físicas das fibras como: o teor de umidade, a massa
específica, o diâmetro da sua área transversal e o índice de absorção.
3.4.2 DIÂMETRO DA FIBRA
O diâmetro da fibra é um parâmetro importante pois o limite de resistência
a tração aumenta para diâmetros menores da fibra. Para determinar o diâmetro
de uma fibra utiliza-se a metodologia de Picanço (2005). três métodos são
utilizados: um com paquímetro, com precisão de 0,01 mm e outro com um
microscópio com ampliação de 40x. No primeiro método, o diâmetro é medido
com o paquímetro em três regiões da fibra convenientemente espaçadas e em
seguida calcula-se a média aritmética. No segundo método emprega-se o
mesmo procedimento, mudando-se apenas o instrumento de medida para um
microscópio com capacidade de ampliação de 40x. O terceiro método aplicado
utiliza o projetor de perfis. Utiliza-se uma lente de aumento e a imagem
ampliada da fibra é projetada em uma tela permitindo-se fazer as medidas.
(Picanço, 2005).
50
3.4.3 TEOR DE UMIDADE
Para determinar o teor de umidade das fibras, as mesmas precisam ser
mantidas em uma estufa a 110 ºC por 24 horas. As fibras são pesadas em
balanças analíticas com precisão de 0,01 g. Em seguida as fibras são expostas
a atmosfera do laboratório por 24 horas e pesadas. Para estimar a umidade é
utilizada a equação 31 abaixo:
] = �̂ _(�`ab�`ab c 100% (31)
Onde “Pest” é a massa da fibra, em gramas, após a secagem na estufa e
“Par” é a massa da fibra, em gramas, ao ar livre (Rosa, 2012).
3.4.4 MASSA ESPECÍFICA
Para se obter a massa específica das fibras corta-se uma quantidade de
fibras, colocando-as em seguida em uma estufa até a sua massa ficar
constante, ou seja, entre duas pesagens consecutivas, espaçadas de duas
horas, a variação dessas medidas não deve ultrapassar o valor de 0,1%. Em
seguida, dentro de um frasco graduado, coloca-se uma quantidade de fibras
secas e pesadas, e 400 ml de água. Em imersão nesses 400 ml de água, as
fibras são deixadas por 24 horas antes de ser efetuada a leitura do volume de
água deslocada. Com os dados da massa da fibra imersa e o volume
deslocado após a sua imersão, é possível calcular a massa específica através
da equação 32, abaixo.
g = �`abh(i�� (32)
Onde, “γ” é a massa específica em g/ml, “Pest” é a massa das fibras secas
na estufa e “L” é a leitura do volume deslocado em ml (Rosa, 2012).
O curauá é uma planta reconhecida desde os tempos pré-colombianos
devido às propriedade de suas fibras. Esta fibra tem atraído muita atenção,
51
mais precisamente a partir de 1993, quando estas fibras foram empregadas
comercialmente pelas indústrias automotivas Brasileiras. Estas indústrias
utilizam as fibras de curauá na fabricação de assentos, almofadas e painéis de
carros, ônibus e caminhões. A resistência à tração desta fibra é de 5 a 9 vezes
maior que aquela das fibras de sisal e a juta. A empresa Mercedez Bens
consome cerca de 300 toneladas por ano a um custo de 0,44 dólares por Kg
(Tomczak, 2007). A fibra de curauá também é utilizada na fabricação de sacos
manufaturados e escovas. As qualidades das fibras naturais podem ser
potencializadas combinando-as com fibras sintéticas formando compósitos
híbridos (Júnior, 2012)
Algumas propriedades que permitem comparar às vantagens e
desvantagens do uso de fibras naturais e sintéticas como elemento de reforço
em materiais compósitos estão listadas na Tabela 2.
Tabela 2 – Comparação das propriedades das fibras naturais e
sintéticas. Adaptado de Bledzki, 1999.
Propriedades Fibras naturais Fibras sintéticas
Densidade Baixa Alta
Custo Baixo Alto
Reciclabilidade Alta Baixa
Consumo de energia Baixo Alto
Abrasão em
equipamentos
Baixo Alto
Riscos quando inalados Nulo Alto
Biodegradabilidade Alta Nenhum
52
3.5 CURAUÁ
A planta curauá necessita de 2000 milímetros de precipitação anual e o
seu cultivo é feito em planícies. As folhas amadurecidas estão disponíveis após
um ano do cultivo (Tomczak, 2007).
A espécie apresenta duas variedades: curauá roxo – avermelhado e
curauá verde – claro, denominado de curauá branco. Uma planta de curauá
pode produzir de 200 a 300 g de fibra durante a sua vida produtiva. A Figura 19
mostra uma plantação de curauá roxo e verde (Júnior, 2013).
Figura 19 – Plantação de curauá verde e roxo avermelhado. Adaptado de
Júnior, 2013.
As folhas de curauá são duras, eretas e planas. A composição das fibras
de curauá está indicada na Tabela 3 (Santos, 2010).
53
TABELA 3. Composição do curauá. Adaptado de Santos 2010.
Componente Porcentagem (%)
Celulose 73,6
Hemicelulose 9,9
Holocelulose 0,2
Lignina 7,5
Teor de cinzas 0,9
Umidade 7,9
O processo de obtenção das fibras é feito através da coleta das folhas.
Esse processo pode ser realizado pelo corte das folhas pela base, utilizando
um instrumento de corte, como demonstra a Figura 20.
Figura 20 – Coleta de folhas de curauá por corte. Adaptado de Júnior, 2013.
Em seguida é feita a extração das fibras das folha com uma máquina
desfibriladora, conforme mostra a Figura 21 abaixo.
54
Figura 21 – Máquina desfibradora. Adaptado de Júnior 2013.
A extração de fibras das folhas de curauá é realizada em duas etapas. Na
primeira etapa a folha é colocada na parte frontal da máquina e desfibrada até
a sua metade. Na segunda etapa é desfibrada a outra metade da folha. O
processo dura cerca de sete a nove segundos por folha, dependendo do
tamanho da folha. Após a extração as fibras são lavadas para remover os
resíduos da seiva. Uma planta gera em torno de 30 gramas de fibras (Júnior,
2013).
A Tabela 4 compara as propriedades físicas de algumas fibras naturais
usadas em compósitos. A maior desvantagem das fibras naturais é a grande
dispersão das suas propriedades mecânicas que dependem das condições de
plantio como temperatura e umidade. As fibras de vidro exibem uma elevada
resistência a tração em comparação com as fibras naturais. Contudo, devido a
sua baixa massa específica, as fibras naturais, apresentam uma tensão
específica e uma rigidez, comparável as fibras de vidro. Outras propriedades
como o módulo de elasticidade, também são comparáveis as fibras de vidro.
Contudo, o baixo custo de algumas fibras naturais como: sisal, juta e curauá,
compensam a utilização econômica destes materiais (Zah, 2007).
55
TABELA 4. Comparação entre as propriedades mecânicas e físicas das fibras
naturais e das fibras de vidro. Adaptado de Zah 2007.
Fibras Densidade
(g/cm3)
Resistência
a tração
(MPa)
Módulo de
Elasticidade
(GPa)
Tensão
Específica
(MPa/(g/cm3))
Vidro 2,5 – 2,55 1800 -
3500
70 - 73 700 - 1400
Linho 1,4 – 1,5 345 - 1500 27,6 - 80 230 - 1070
Cânhamo 1,48 550 - 900 70 370 - 610
Juta 1,3 – 1,45 400 - 800 10 - 30 280 - 610
Rami 1,5 400 - 938 44 - 128 270 - 620
Sisal 1,33 – 1,5 468 - 700 9,4 - 38 320 - 530
Curauá 1,4 500 - 1150 11,8 360 - 820
Em muitas aplicações de engenharia como, por exemplo, na fabricação
de peças automotivas a fibra natural é usada como um reforço de uma matriz
polimérica de um compósito. O comprimento e o diâmetro médio das fibras de
curauá são determinados através de um histograma construído com os dados
de 100 fibras escolhidas aleatoriamente, conforme é mostrado na Figura 22
abaixo. Estas dimensões encontradas para a fibra de curauá são bastante
semelhantes a outras fibras lignocelulósicas, com a mesma heterogeneidade e
dispersão significativa nos valores. A partir dos dados do histograma foi
possível calcular o comprimento médio (L) e o diâmetro médio (D) como: 846
mm e 0,07 mm respectivamente (Monteiro, 2013)
56
Figura 22 – Histograma, demonstrando a distribuição de comprimento e
diâmetro das fibras de curauá. Adaptado de Monteiro 2013.
Estudos demonstram que compósitos poliméricos contendo fibras de
curauá possuem uma resistência mecânica elevada. Esta resistência é
atribuída a um complexo mecanismo de interação entre as microfibrilas e a
matriz polimérica durante a propagação de uma trinca. Essa interação é
explicada por um modelo de concentração de tensões através da geometria da
interface fibra/matriz. As resinas epóxi são inerentemente frágeis e quando
curadas tornam-se termorrígidos amorfos altamente reticulados e apresentam
baixa resistência ao crescimento de trincas (May, 1988). A tensão de ruptura
da epóxi pura é de aproximadamente 50,89 MPa (Sobrinho, 2013). A Figura 23
apresenta o gráfico de um ensaio de tração para a epóxi pura, onde observa-se
o comportamento frágil da epóxi. Resultados de testes de impacto demonstram
um aumento significativo na ductilidade com o aumento da fração de fibras na
matriz, como pode-se observar na Figura 24. Este aumento da ductilidade é
devido à dificuldade em romper às fibras e a forte adesão dessas fibras a
matriz, aumentando a energia absorvida durante o impacto (Monteiro, 2013).
57
Figura 23 – Ensaio de tração realizado em uma resina epóxi. Adaptado
de Sobrinho 2013.
58
Figura 24 – Amostras de compósitos com matriz de poliéster e diferentes
porcentagens em volume de curauá, fraturadas em testes de impacto de Izod.
Adaptado de Monteiro 2013.
Monteiro (2013) realizou ensaios de flexão em três pontos em amostras
de compósitos com matriz de poliéster, com dimensões 112 x 25 x 10 mm,
variando a porcentagem em volume de curauá. Com os valores da carga
máxima Qm, em N, obtida em cada teste foi possível calcular a tensão máxima,
em MPa, associada com a resistência do compósito, através da equação:
jU = Qhk,��4 (33)
Onde “L” é a distância entre os suportes inferiores (90 mm), “b” é a largura
da amostra igual a 25 mm e “d” é a espessura da amostra igual a 10 mm. A
resistência à flexão, em MPa, foi determinada pela seguinte equação:
59
jU = 54 c 10(QmU (34)
A Figura 25 demonstra os resultados dos ensaios de flexão em três
pontos. (Monteiro, 2013)
Figura - 25 Gráficos de resistência a flexão versus porcentagem volumétrica de
curauá. Adaptado de Monteiro, 2013.
De acordo com a Figura 25 verifica-se que a resistência a flexão varia em
função da porcentagem volumétrica de curauá. Nesta mesma Figura observa-
se uma linha reta representando a regra das misturas, com a porcentagem de
curauá variando de 0 % a 100 %.
3.6 BAGAÇO DE CANA DE AÇÚCAR
O resíduo fibroso de cana de açúcar (Figura 26), após a sua moagem e
extração do seu sumo é conhecido como “bagaço”. O bagaço de cana de
açúcar representa uma das maiores quantidades de resíduos produzidos pela
agricultura (Loh, 2013).
60
Figura 26 – Resíduos de bagaço de cana de açúcar. Adaptado de Loh, 2013.
A composição química do bagaço de cana de açúcar é uma matéria prima
excepcional para a fabricação de compósitos. A sua composição é mostrada no
histograma da Figura 27 (Loh, 2013).
Figura 27 – Composição química do bagaço de cana. Adaptado de Loh, 2013.
61
O Brasil é um dos grandes produtores do bagaço de cana de açúcar. O
bagaço de cana de açúcar é um dos principais subprodutos da agroindústria
Brasileira. Pode ser utilizado como adubo e para produzir energia. Comparadas
com outras fibras, as de bagaço de cana de açúcar apresentam menor módulo
de elasticidade, menor resistência a tração, maior absorção de umidade e
maior degradabilidade devido ao seu alto teor de hemicelulose e lignina
comparando com as fibras de juta e de sisal (Sanchez, 2010).
Uma das limitações ao uso do bagaço de cana de açúcar é a sua grande
tendência higroscópica conforme mencionado anteriormente. A absorção de
água provoca uma baixa estabilidade dimensional. Umas das alternativas para
minimizar essa limitação são: a deposição de uma camada de parafina no
bagaço de cana, o revestimento com papel melamínico e, ainda, a aplicação de
gesso plástico (Okino, 1997).
Outro grande produtor do bagaço de cana é a Índia. O bagaço de cana é
processado passando por uma moagem de moinhos em série, passando por
pelo menos três rolos. Com a moagem, o caldo de cana é coletado e usado
posteriormente para a produção de açúcar. O resíduo moído é o chamado
bagaço de cana. A composição do bagaço de cana é mostrada na Tabela 5
abaixo:
TABELA 5. Composição do bagaço de cana de açúcar. Adaptado de Verma
2012.
Materiais Porcentagem em massa
Líquidos 49,0
Sólidos 2,3
Fibrosos 48,7
Comparando as fibras de curauá com as de bagaço de cana o curauá
possui uma resistência a tração de 636 MPa enquanto o bagaço de cana
possui uma resistência a tração de 222 MPa. Ensaios de Izod, com compósitos
de ambos os materiais (curauá e bagaço de cana de açúcar) com 15% em
massa de fibras, foram realizados e encontrados valores de absorção de
62
energia de 28 J/m para o bagaço de cana e 88 J/m para o curauá (Trindade,
2005).
3.7 ARAMIDA
A aramida é uma fibra orgânica, aromática da família das poliamidas. As
poliamidas aromáticas (aramida) possuem propriedades físicas e composição
química diferenciada que a distinguem de outras fibras comerciais sintéticas
(Bellini, 2012).
Tecidos de aramida têm sido aplicados amplamente em blindagens leves,
reforços em estruturas e muitas outras aplicações desde o seu advento nos
anos 1960 devido a sua alta resistência a tração, flexibilidade e baixa massa
específica (Manimala, 2009).
O primeiro tecido de aramida foi produzido pela empresa norte –
americana DuPont com o nome comercial Nomex. Em 1973, o nome mudou
para Kevlar, que tem sido utilizado até os dias atuais. A aramida tem sido
amplamente utilizada em coletes, equipamentos de proteção pessoal,
equipamentos eletrônicos, compósitos e equipamentos esportivos. Uma típica
blindagem balística é composta por várias camadas de tecidos projetados para
conferir proteção quando utilizada em colete. Uma proteção adicional para
projéteis de alta velocidade, como o calibre 7.62, pode ser utilizada. Um
exemplo dessa proteção adicional é a utilização de placas cerâmicas. A Figura
28 mostra um colete de proteção balística feito com tecido de Kevlar. Existe
também outros tecidos disponíveis no mercado, tais como Twaron, Zylon,
Armos e Spectra.
63
Figura 28 – Colete para proteção balística feita de aramida. Adaptado de
Manimala 2009.
A fibra de aramida tem limite de resistência à tração na faixa entre 3.0 a
4.0 GPa, que é aproximada cinco vezes maior que a resistência do aço. A
aramida possui uma massa específica de 1440 kg/m3 que é apenas um quinto
da massa específica do aço.
O Kevlar é polimerizado a partir de monômeros p – fenil diamina e cloreto
de terafenol (TCl), como mostrado na Figura 29. A cadeia polimérica se alinha
ao longo da direção das fibras durante o processo de fiação, fornecendo assim,
uma elevada resistência longitudinal (Manimala, 2009).
64
Figura 29 – Processo de polimerização para a produção do Kevlar. Adaptado
de Manimala 2009.
65
4. MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 ASPECTOS GERAIS
Para esse estudo foi utilizado um sistema de blindagem multicamada
conforme ilustrado nas Figuras 30 e 31. A última apresenta uma foto do
sistema montado. A primeira camada é composta de uma cerâmica (Al2O3
dopada com 4% em peso de Nb2O5) de formato hexagonal com 15 mm de
espessura e 31 mm de lado. Os materiais investigados neste estudo pertencem
à camada intermediária. Esta camada foi constituída por compósitos de uma
matriz de epóxi e fibras de reforço de curauá, com a composição variando entre
0%, 30% e 60% em volume de fibras de curauá, compósitos de uma matriz
epóxi com bagaço de cana de açúcar, com 30% de fibras ou 8 camadas de um
tecido de fibras de aramida adquirida pela empresa Brasileira LFJ Blindagem
Com. Serv. S.A.. A terceira camada é composta por uma placa de liga de
alumínio 6061-TG com as dimensões 150 x 150 mm e 5 mm de espessura,
fornecido pela empresa Brasileira METINOX S.A. A última camada é formada
por plastilina que é uma massa deformável formada por argila. Essa camada
não faz parte da blindagem multicamada, mas permite avaliar a energia
residual transmitida após o choque por impacto na blindagem. Ela simula o
corpo humano e Permite medir a profundidade da deformação causada após a
interação do projétil com o alvo. Dependendo da profundidade de deformação
na plastilina, pode-se avaliar a letalidade da ameaça ao corpo humano.
66
Figura 30 – Diagrama esquemático de uma blindagem multicamada, apoiada
em uma parede de plastilina.
67
Figura 31 – Sistema multiblindagem com um compósito de curauá como
camada do meio. O sistema está preso em uma parede de plastilina.
A Figura 32 apresenta a fotografia do sistema de blindagem multicamada
com o tecido de aramida (a) e o compósito de curauá (b) como camada
intermediária.
68
Figura 32 – Vista frontal da blindagem multicamada: (a) utilizando a aramida
como camada intermediária e (b) utilizando o compósito de curauá como
camada intermediária.
Também foram realizados ensaios balísticos em que os materiais em
estudo (aramida e curauá) e as placas cerâmicas foram testadas
separadamente, ou seja, sem a blindagem multicamada.
3.2 CONFECÇÃO DOS COMPÓSITOS DE CURAUÁ
Foram preparados corpos de prova com dimensões quadradas com 10
mm de espessura e 150 mm de lado. Estes corpos de prova foram compósitos,
contendo fibras de reforço de curauá em uma matriz de resina epóxi. Ao todo
foram fabricados 12 corpos de prova, sendo 4 com 0% de curauá (epóxi pura),
4 com 30% de curauá e 4 com 60% de curauá em volume.
As fibras de curauá, foram fornecidas pela empresa Brasileira “Amazon
Paper”, em formato de “emaranhado” como ilustra a Figura 33. As fibras como
recebidas foram secadas à 60º C em uma estufa ELKA do laboratório de
materiais cerâmicos do IME.
69
Figura 33 – Fibras de curauá em formato de “emaranhado”, como recebidos.
Após a secagem, as fibras foram desembaraçadas manualmente com o
auxílio de uma escova de pentear, conforme ilustrado na Figura 34.
70
Figura 34 – Fibras de curauá sendo desembaraçadas com escova.
Após a verificação de que as fibras de curauá estavam completamente
desembaraçadas, preparou-se o compósito contendo 30% de fibras,
equivalente a 60 g de fibras de curauá, que foram pesadas em uma balança
analítica, GEHAKA modelo BK300 com precisão de 0,001 g. Após a pesagem,
as fibras de curauá foram cortadas com o auxílio de uma tesoura de modo a
caber dentro de um molde metálico de aço inoxidável conforme demonstrado
na Figura 35.
71
Figura 35 – Fibras de curauá, sendo distribuídas dentro de um molde metálico
após o corte.
Após a pesagem e o corte as fibras de curauá foram dimensionadas de
modo a caber dentro do molde metálico, e a seguir preparou-se a resina epóxi.
Neste preparo utilizou-se uma mistura de 220 gramas de diglicidil bisfenol A
(DGEBA) e 15% em massa (40 gramas) de trietileno tetramina (TETA) como
agente endurecedor. Após a obtenção de uma mistura homogênea, esse fluído
foi vertido para dentro do molde. Adotou-se a seguinte sequência: colocou-se
uma camada de resina e depois uma camada de fibras por cima dessa camada
de resina. Este ciclo repetiu-se até que a deposição completa de todo o
material preparado (resina e fibras) preenchesse o molde. A Figura 36 mostra
as fibras sendo colocadas na matriz
72
Figura 36 – Resina epóxi sendo depositada em uma camada de curauá.
Após essa sequência foi colocado o punção superior no molde e o
conjunto foi transportado para uma prensa hidráulica uniaxial SKAY com
capacidade para 30 toneladas. O material permaneceu submetido a uma
pressão de 5 MPa durante o seu tempo de cura que foi de 24 horas. Após esse
tempo o material foi retirado do molde. A Figura 37 mostra o material compósito
após o seu processamento.
73
Figura 37 – Placa de compósito com uma matriz de resina epóxi e 30% em
volume de curauá.
O mesmo procedimento foi realizado para a confecção de compósitos
contendo 60% em volume de fibras, com a exceção em relação ao preparo
apenas com a resina. Para compósitos contendo 60% de fibras, utilizou-se 18%
de endurecedor no preparo da resina, afim de facilitar a adesão das fibras na
matriz de epóxi.
Para o processamento de corpos de prova com 0% de fibras, ou seja, só
epóxi, não houve necessidade do uso da pressão durante o tempo de cura.
74
3.3 PROCESSAMENTO DA CERÂMICA
3.3.1 ALUMINA E NIÓBIA
A alumina utilizada no processamento foi adquirida da empresa nacional
Treibacher Scheifmittel. A composição química informada pelo fornecedor
encontra-se na Tabela 6 abaixo.
TABELA 6. Análise química da alumina.
Elemento Análise Especificação
Al2O3 (%) 99,4 Min. 99,1
SiO2 (%) 0,04 Máx. 0,06
Fe2O3 (%) 0,04 Máx. 0,06
Na2O (%) 0,11 Máx. 0,15
MgO (%) 0,03 -------
Umidade a 300 ºC (%) 0,20 Máx. 0,5
Outros (%) 0,18
Foi utilizada como aditivo de sinterização a nióbia HP da Companhia
Brasileira de Metalurgia e Mineração (CBMM). A composição química
informada pelo fornecedor encontra-se na Tabela 7 abaixo.
TABELA 7. Análise química da nióbia.
Elemento Análise
Nb2O5 (%) 99,5
Perda ao fogo (%) 0,1
Ta (ppm) 745
Ti (ppm) 240
Fe (ppm) 136
Si (ppm) 66
75
3.3.2 MOAGEM
A mistura e homogeneização dos pós de alumina e nióbia, foram
efetuados durante a cominuição antes da conformação em um moinho de
bolas, Marconi modelo MA 500, por 12 horas. A moagem foi realizada com
1,5% de PEG (polietileno glicol), 3,9% de Nb2O5 e 94,6% de Al2O3, todas as
porcentagens em peso. O PEG foi utilizado para exercer sua função como
“ligante”. A função do ligante é auxiliar na conformação, conferindo uma
resistência à verde no material cerâmico, indispensável para o manuseio
nessas condições. A Tabela 8 apresenta as propriedades desse ligante. Na
moagem de 1458,3 g de pó utilizou-se também 1,5 litros de água destilada e
1300 g de bolas de alumina como agentes de cominuição. Após a moagem, o
material foi retirado do moinho de bolas e colocado em um recipiente de vidro.
A mistura foi então conduzida para uma estufa ELKA para fins de secagem, a
uma temperatura de 100 ºC. Após a secagem o pó foi desaglomerado com o
auxílio de um pistilo e gral e em seguida peneirado em uma peneira de
abertura 0,355 mm. A Figura 38 mostra o moinho de bolas utilizado.
Figura 38 – Moinho de bolas Marconi modelo MA 500. Adaptado de Trindade
2012.
76
TABELA 8. Propriedades do PEG.
Análise Resultados
Cor (APHA) Máx. 35
Teor de água Max. 0,3%
Massa molecular média 200
Viscosidade a 100º C 65-115 cP em H2O
Resíduo após ignição Max. 0,1%
3.3.3 CONFORMAÇÃO
Após a etapa de moagem, o pó seco, contendo Al2O3, Nb2O5 e PEG, foi
conformado. Para esta conformação pesou-se 95 g do pó que foi depositado
em uma matriz de aço de formato hexagonal, conforme mostrado na Figura 39.
77
Figura 39 – Matriz de aço em formato hexagonal para conformar a alumina
com 4% em peso de nióbia.
O conjunto (matriz e pó) foi transportado para uma prensa hidráulica
uniaxial SKAY (Figura 40) e o pó foi prensado sob pressão de 30 MPa. O
material após conformação foi conduzido para a última etapa do
processamento, que foi a sinterização.
78
Figura 40 – Prensa hidráulica uniaxial SKAY.
3.3.4 SINTERIZAÇÃO
O material cerâmico prensado como corpo verde, foi conduzido ao forno
para a sinterização. A sinterização foi realizada em um forno INTI (Figura 42) a
uma temperatura de 1400 ºC por 3 horas. A rota de sinterização consistiu na
elevação da temperatura de 25 ºC até 158 ºC, em uma taxa lenta de 1
ºC/minuto, no qual permaneceu nessa temperatura por 60 minutos para
permitir a eliminação do ligante orgânico. Em seguida procedeu-se o
aquecimento da amostra até 375 ºC também com a taxa de 1 ºC/minuto, para
garantir a retirada de algum ligante residual. A partir de 375 ºC o aquecimento
continuou até 1000 ºC a uma taxa de 8 ºC/minuto. A temperatura então subiu
entre 1000 ºC até 1400 ºC em uma taxa de 5 ºC/minuto no qual permaneceu
durante 180 minutos. O resfriamento foi realizado em uma taxa de 3 ºC/minuto
79
de 1400 ºC até 700 ºC. Em seguida o material foi resfriado até a temperatura
ambiente obedecendo a inércia do forno. A Figura 41 mostra as peças
cerâmicas sinterizadas.
Figura 41 – Peças de Al2O3 sinterizadas à 1400 ºC por 3 horas.
80
Figura 42 – Forno INTI utilizado para sinterizar as amostras de Al2O3 com 4%
em peso de Nb2O5.
3.4 ENSAIOS BALÍSTICOS
Os ensaios balísticos foram realizados no Centro de Avaliações do
Exército Brasileiro (CAEx) localizado na restinga de Marambaia, Rio de
Janeiro. Todos os ensaios com a blindagem multicamada (3 de cada tipo)
foram realizados de acordo com as normas NIJ 0101.03 e NIJ 0101.04,
utilizando como munição projéteis de calibres 7.62 mm e 9 mm. A Figura 43
ilustra, esquematicamente, o sistema utilizado para a realização desses
ensaios. A linha pontilhada indica a trajetória do projétil. O alvo foi posicionado
a 15 m de distância do cano da arma. A pontaria no centro do alvo foi calibrada
por meio de um feixe de raios laser, e a velocidade do projétil foi medida em
dois momentos: na saída do cano da arma e imediatamente antes de colidir
com o alvo. Essas medidas de velocidade foram realizadas com a ajuda de
81
uma barreira óptica e de um sistema de radar Doppler do tipo cabeça-fixa,
modelo SL–52 OP Weibel.
Figura 43 – Esquema do sistema utilizado para os ensaios balísticos.
Através desses ensaios balísticos foi possível realizar dois tipos de
avaliações: a primeira delas referiu-se à absorção de energia dos compósitos
(curauá e bagaço de cana de açúcar) bem como do tecido de aramida
empilhado em oito camadas. Este ensaio foi realizado nos corpos de prova
isolados, já que apenas nesses ensaios a penetração do projétil foi completa
permitindo assim a obtenção da velocidade residual do projétil. O ensaio para
obtenção da absorção de energia foi realizado com as munições de 9 mm e
7,62 mm. A segunda avaliação foi o teste de profundidade de indentação,
ensaio em que é realizado a medida da profundidade, com um auxílio de um
paquímetro (Figura 44), na qual a camada de plastilina foi deformada como
conseqüência do impacto causado pelo projétil. Este ensaio também foi
realizado nos corpos de prova utilizando sistema multiblindagem.
82
Figura 44 – Medida da indentação na parede de plastilina provocado pelo
impacto do projétil na blindagem multicamada.
Para o ensaio de absorção de energia, a mesma foi obtida através do
cálculo utilizando a velocidade residual medida pelo radar Doppler. A Figura 45
mostra o radar utilizado nesses ensaios.
83
Figura 45 – Radar Doppler, modelo SL-52 OP Weibel.
A mulltiblindagem foi estruturada colando as camadas umas às outras por
meio de um adesivo com o nome comercial SIKAFLEX da indústria nacional
SIKA S.A.. A Tabela 9 apresenta as propriedades do adesivo informadas pelo
fabricante.
TABELA 9. Propriedades do adesivo.
Análise Resultados
Sistema de cura Atmosfera úmida
Resistência a tração 6 MPa
Alongamento a ruptura Maior que 400%
Temperatura de transição vítrea -45º C
Temperatura de trabalho -40º a 90º C
Para este ensaio foi utilizado um provete com calibre 7,62 mm, conforme
mostrado na Figura 46.
84
Figura 46 – Provete de tiro preparado para calibre 7,62 mm.
85
5. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Neste trabalho adotou-se a abordagem prevista no método da impedância
de choque desenvolvida para uma configuração de impacto planar.
Embora as condições experimentais não configurem uma situação de
impacto planar, ela foi utilizada a fim de estimar pressões geradas nas
interfaces, bem como a natureza das mesmas (trativa ou compressiva).
Portanto, trata-se de uma aproximação que resulta em uma ferramenta que
auxilia na discussão relacionada com os resultados experimentais obtidos.
5.1 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA
Todos os testes efetuados na blindagem balística multicamada não
conseguiram perfurar totalmente o alvo. Isso significa que toda a energia
cinética do projétil foi absorvida pela blindagem e pela profundidade da
indentação promovida pela deformação ocorrida na parede de plastilina,
medida com o auxílio de um paquímetro.
5.1.1 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA
UTILIZANDO O EPÓXI PURO COMO CAMADA INTERMEDIÁRIA
Para as blindagens multicamadas contendo placa com 0,0% de curauá
(somente epóxi) observou-se um estilhaçamento completo desse material,
demonstrando assim um comportamento extremamente frágil, como pode-se
perceber na Figura 47 (b).
86
Figura 47 – Sistema multiblindagem, com camada intermediária de epóxi puro:
(a) configuração antes do impacto; (b) configuração após o impacto.
Os valores da indentação medidos na plastilina para este tipo de
blindagem estão apresentados na Tabela 10 abaixo.
TABELA 10. Valores de indentação na plastilina, utilizando como camada
intermediária no sistema multiblindagem uma placa de epóxi puro.
Ensaio Velocidade do
projétil (m/s)
Indentação (mm) Densidade do
compósito (g/cm3)
1 870,52 20,89 1,10
2 862,47 19,93 1,09
3 859,72 18,71 1,11
Com base nos valores apresentados na Tabela 10, obteve-se o valor
médio da indentação neste ensaio como sendo de 19,84 ± 1,09 mm. Este valor
encontra-se abaixo de 44 mm, o que, de acordo com a norma NIJ 0101.06 não
é capaz de provocar um trauma letal no ser humano. A Figura 48 é uma
imagem de uma partícula de epóxi puro, após o impacto balístico, obtida por
microscopia eletrônica de varredura.
87
Figura 48 – Imagem, de uma partícula de epóxi puro após o impacto balístico,
obtida por microscopia eletrônica de varredura com um aumento de 30x.
A superfície lisa e as ranhuras da Figura 47 caracterizam uma fratura
típicamente frágil, o que concorda com o comportamento previsto na literatura
demonstrando que a resina epóxi apresenta um comportamento frágil, ou seja,
uma baixa tenacidade à fratura dinâmica. Essas ranhuras formam um relevo
característico denominado “marcas de rio”. Este relevo surge do encontro de
facetas de clivagem crescendo em planos paralelos.
A Figura 49 apresenta a superfície de fratura da partícula de epóxi
coberta por partículas de cerâmica.
88
Figura 49 – Epóxi puro fraturado após o ensaio balístico. Partículas de
cêramica estão depositadas em sua superfície.
89
5.1.2 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA
UTILIZANDO O COMPÓSITO DE CURAUÁ 30,0% COMO CAMADA
INTERMEDIÁRIA.
Nesse sistema de blindagem pode-se perceber uma mudança de
comportamento em relação à utilização do epóxi puro. O compósito formado
por curauá 30,0 % em volume manteve-se íntegro após o ensaio como pode-se
perceber na Figura 50.
Figura 50 – Sistema multiblindagem com a camada intermediária de compósito
curauá 30 % em volume: (a) antes do impacto, e (b) depois do impacto.
A Figura 50 demonstra uma mudança de comportamento, em relação ao
ensaio com o epoxy puro, não exibindo o estilhaçamento demonstrado
anteriormente. Isto significa que a estrutura como um todo funcionou
absorvendo parcialmente a energia de impacto. Na Figura 50 (b) percebe-se o
desenvolvimento de trincas longitudinais e unidimensionais, alinhadas na
mesma direção das fibras presentes no compósito. Essa direção de
propagação pode ser explicada, devido às ligações poliméricas fracas, laterais
às fibras tornando mais fáceis suas rupturas do que as ligações principais,
facilitando assim a direção longitudinal mais favorável, observada de
propagação da trinca. A Tabela 11 apresenta os valores da indentação na
90
plastilina para o sistema multiblindagem, utilizando o compósito de curauá 30%
em volume como camada intermediária.
TABELA 11. Valores de indentação na plastilina, utilizando como camada
intermediária no sistema multiblindagem um compósito de curauá 30% em
volume.
Ensaio Velocidade do
projétil (m/s)
Indentação (mm) Densidade do
compósito (g/cm3)
1 872,60 15,55 1,18
2 880,28 20,63 1,13
3 869,41 13,08 1,15
Os valores apresentados na Tabela 11 correspondem a uma indentação
média de 16,42 ± 3,85 mm o que satisfaz a norma NIJ 0101.06 em termos de
letalidade. A Figura 51 apresenta uma imagem feita pelo microscópio eletrônico
de varredura na região de fratura do compósito de 30% de curauá. Nesta
imagem pode-se observar que as fibras após o impacto desfibrilam-se,
aumentando a sua área superficial, favorecendo assim a absorção parcial da
energia cinética do projétil.
91
Figura 51 – Micrografia de uma região de fratura de um compósito de curauá
30% feita por um microscópio eletrônico de varredura.
5.1.3 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA
UTILIZANDO O COMPÓSITO DE CURAUÁ 60,0% COMO CAMADA
INTERMEDIÁRIA.
O compósito contendo 60,0% em volume de fibras de curauá apresentou
resultado menos satisfatório quando comparado com o compósito possuindo
30% em volume de curauá. O material não conseguiu manter a sua integridade
após o ensaio bem como apresentou medidas de indentação maiores, quando
comparadas aos outros materiais (epóxi puro, curauá 30,0% e fibras de
aramida). A Figura 52 demonstra o estado do material multiblindagem antes e
depois do ensaio balístico.
92
Figura 52 – Sistema multiblindagem contendo como camada intermediária um
compósito com 60,0% de fibra de curauá: (a) antes do ensaio; (b) após o
ensaio balístico.
O compósito com 60% de fibra de curauá apresentou uma baixa adesão
das fibras a matriz de resina epóxi devido a alta quantidade de fibras. Esse
pode ser o motivo do baixo rendimento no ensaio balístico. A Tabela 12
apresenta os valores da indentação em um ensaio balístico com munição 7,62
mm.
TABELA 12. Valores de indentação na plastilina, utilizando como camada
intermediária no sistema multiblindagem um compósito de curauá 60% em
volume.
Ensaio Velocidade do
projétil (m/s)
Indentação (mm) Densidade do
compósito (g/cm3)
1 867,25 21,22 1,23
2 850,87 19,73 1,19
3 869,41 18,72 1,20
Os valores da Tabela 12 apresentam um valor de indentação média de
19,89 ± 1,26 mm, valor este que também está abaixo dos 44 mm exigidos pela
norma NIJ 0101.06. Devido a baixa adesão das fibras na matriz de epóxi, a
energia cinética do projétil é pouco absorvida pelo compósito e as trincas
93
acabam propagando-se com mais facilidade. A Figura 53 demonstra uma
imagem do compósito de 60% de curauá após o impacto balístico, onde
observa-se as fibras rompidas pelo impacto. A Figura 54 apresenta mais uma
imagem de uma região de impacto desse compósito em questão com
partículas de cêramica espalhadas pelas fibras.
Figura 53 – Imagem feita por um microscópio de varredura na região de fratura
do compósito de curauá 60,0%.
94
Figura 54 – Compósito de curauá 60,0% coberto com partículas de cêramica
após o impacto balístico.
5.1.4 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA
UTILIZANDO UM COMPÓSITO DE BAGAÇO DE CANA DE AÇÚCAR COMO
CAMADA INTERMEDIÁRIA.
O compósito contendo 30% em volume de bagaço de cana de açúcar
apresentou um desempenho balístico abaixo daqueles obtidos pelos
compósitos com curauá. O material apresentou um comportamento frágil no
ensaio balístico sofrendo um estilhaçamento por completo como pode-se
perceber nas fotografias da Figura 55.
95
Figura 55 – Sistema multiblindagem com compósito de bagaço de cana: (a)
configuração antes do impacto; (b) configuração depois do impacto.
O projétil conseguiu penetrar completamente na última camada de
alumínio e também penetrou na plastilina como pode-se observar na Figura 56
e 57 respectivamente. A Figura 58 mostra os resíduos do projétil retirado da
plastilina. Apesar dos dados sobre a indentação apresentar valores abaixo dos
44 mm (Tabela 13), não seria adequado considerar essa blindagem eficiente
devido a presença de fragmentos dentro da plastilina, o que demonstra que o
projétil poderia alojar-se dentro do corpo humano.
96
Figura 56 – Placa de alumínio pertencente a multiblindagem do compósito com
cana de açúcar. Um furo indicando a penetração total do projétil.
Figura 57 – Fragmento de projétil preso na camada de plastilina.
97
Figura 58 – Fragmento do projétil retirado da plastilina.
Tabela 13. Valores de indentação na plastilina, utilizando como camada
intermediária, no sistema multiblindagem, um compósito contendo 30% em
volume de bagaço de cana de açúcar.
Ensaio Velocidade do
projétil (m/s)
Indentação (mm) Densidade do
compósito (g/cm3)
1 855,07 29,79 0,82
2 849,91 35,54 0,90
3 856,05 52,19 -
98
O compósito de bagaço de cana apresentou um valor de indentação
médio de 39,24 ± 11,60 mm, o que representou o maior valor encontrado nos
ensaios balísticos realizados.
5.1.5 DESEMPENHO DA BLINDAGEM BALÍSTICA MULTICAMADA
UTILIZANDO OITO CAMADAS DE TECIDO DE FIBRAS DE ARAMIDA COMO
CAMADA INTERMEDIÁRIA.
O tecido de Aramida foi o que apresentou melhores valores de indentação
com um resultado médio de 13,50 ± 0,15 mm.
5.1.6 DESEMPENHO DA CAMADA INTERMEDIÁRIA EM UMA BLINDAGEM
BALÍSTICA MULTICAMADA.
A Tabela 14 mostra dos dados referentes a indentação de plastilina pra
cada sistema multiblindagem variando a camada intermediária com os
materiais estudados.
Tabela 14 – Indentação de um sistema multiblindagem variando a camada
intermediária.
Material (camada
intermediária)
Indentação (mm) Densidade (g/cm3)
Epóxi 19,84 ± 1,09 1,1 ± 0,01
curauá 30% 16,42 ± 3,85 1,15 ± 0,025
curauá 60% 19,89 ± 1,26 1,21 ± 0,021
Bagaço de cana 39,24 ± 11,60 0,86 ± 0,06
Aramida 13,50 ± 0,15 1,44 ± 0,02
Pela Tabela 14 pode-se perceber que os materiais com maior densidade
permitem indentações menores, logo, são blindagens mais eficientes. O
aumento de densidade no material pode contribuir para o aumento da
99
Impedância de choque tornando a blindagem mais eficiente. O compósito de
curauá 60% possui uma densidade ligeiramente maior que a de 30%, mas
devido a sua pouca adesão a matriz de epóxi a energia do impacto não se
dissipa de modo tão eficiente quanto a de 30%.
5.1.7 PROPRIEDADES ELÁSTICAS DAS MULTIBLINDAGENS
As propriedades elásticas consistem no módulo de elasticidade E,
coeficiente de Poisson, ν, módulo de elasticidade cisalhante e constante de
Lamé λ. Com esses valores é possível calcular a velocidade das ondas de
superfície Rayleigh CR, velocidade das ondas elásticas CL e a velocidade das
ondas elásticas unidimensionais C0 conforme mostram as equações propostas
por Asmani e Meyers (Meyers, 1994, Asmani, 2001). A Tabela 15 apresentam
essas propriedades
G = E / ( 2 ( 1 + ν ) ) (35)
λ = ν E / ( ( 1 + ν ) ( 1 – 2 ν ) ) (36)
C S = ( G / ρ )1/2 (37)
CL = ( (λ + 2G ) / ρ )1/2 (38)
CR = ( ( 0,862 + 1,14 ν ) / ( 1+ ν ) )CS (39)
Co = ( E / ρ )1/2 (40)
Os módulos de elasticidade dos compósitos foram obtidos, através da
regra das misturas, como se pode observar na equação 41.
Ec = EmVm + EfVf (41)
100
Onde V e E representam a fração volumétrica e o módulo de elasticidade
respectivamente, enquanto os subscritos c, m e f representam as fases,
compósito, matriz e fibras respectivamente. Considerou-se os coeficientes de
Poisson dos compósitos como sendo igual aos de suas respectivas matrizes.
Tabela 15 – Propriedades elásticas das camadas da multiblindagem.
Camada E(GPa) G(Gpa) ν ρ(kg/m3) λ
(Gpa)
CS
(m/s)
CL (m/s) CR
(m/s)
C0 (m/s)
Epóxi 2,41 0,86 0,4 1110 3,44 880,21 2156,07 828,65 1473,49
curauá
30%
5,23 1,87 0,4 1150 7,47 1274,45 3121,75 1199,80 2132,56
curauá
60%
8,04 2,87 0,4 1207 11,5 1542,39 3778,08 1452,05 2580,92
Aramida 131 48,88 0,34 1440 104 5826,22 11833,11 5433,17 9537,94
Bagaço
de cana
30%
6,71 2,40 0,4 860 9,59 1409,06 3451,47 1326,53 2793,26
Alumina 380 156 0,22 3530 122 6642,16 11086,08 6058,52 10375,39
Alumínio 69 25,94 0,33 2700 504 3093,85 6142,03 2880,30 5045,92
O tratamento por onda de choque utiliza as equações de conservação de
massa, momento, e energia. A conservação do momento permite escrever a
equação 42. Nela, o produto ρUs representa a impedância de choque do
material.
� = � � � (42)
Na equação 42 ρ é a densidade do material, Us é a velocidade da onda de
choque e Up é a velocidade de partícula do material. Up é uma variável e Us
101
varia em função de Up. A equação 43 mostra uma equação de estado,
empírica, relacionando Us e Up (Lee, 2006).
� = � + � � (43)
Substituindo a equação 42 na equação 43, tem-se.
� = �0� + � �1 � (44)
Na equação 44, C é a velocidade do som no material e S é uma constante
que depende do material. Os valores de C e S para diversos materiais podem
ser obtidos na literatura (Meyers, 1981). A Tabela 16 apresenta alguns destes
valores.
Tabela 16 – Parâmetros da onda de choque para os materiais utilizados.
Material C (m/s) S ρ (kg/m3)
Alumínio 5328 1,338 2700
Chumbo 2066 1,517 11300
Epóxi 2678 1,520 1110
Aramida 1180 2,420 1440
Não foi possível, obter na literatura valores consolidados dos parâmetros
de choque para a alumina e os compósitos. Portanto, para estes materiais, a
velocidade da onda de choque Us, foi substituída pela velocidade de onda
elástica longitudinal descrita na Tabela 15. A seguir realizou-se uma análise
para cada interface do sistema da multiblindagem, com base na técnica do
casamento de impedância de choque.
102
5.1.8 INTERFACE CHUMBO (PROJÉTIL) E ALUMINA
Nesta interface, as equações de pressão de choque do chumbo são
igualadas a pressão de choque da alumina. Considerando a velocidade inicial
do projétil como a média de todas as velocidades iniciais, a velocidade inicial
do projétil é de 863,63 ± 9,46 m/s.
��� = 1130002066 + 1,517$863,63 − ��%10863,63 − ��1 (45)
�s84tR = 3530[10375,39 �� (46)
Igualando-se ��� = �s84tR, pode-se calcular a velocidade de partícula Up1
na interface em questão.
11300 *2066 + 1,5170863,63 − ��1. 0863,63 − ��1 = 3530[10375,39 ��
(47)
Resolvendo a equação 47, calcula-se a velocidade de partícula, Up1 = 398,14
m/s. Substituindo este valor na Equação 46, tem-se: P1 = 14,58 GPa. O gráfico
da Figura 59 mostra a pressão em função da velocidade de partícula, no qual a
pressão compressiva gerada na interface alumina/chumbo foi obtida através do
método do casamento de impedâncias.
103
Figura 59 – Gráfico pressão versus velocidade de partícula.
5.1.9 INTERFACE ALUMINA E EPÓXI
Utilizando o mesmo procedimento anterior baseado no casamento de
impedâncias de choque pode-se calcular a velocidade inicial de partícula
calculada como sendo o dobro da velocidade da interface chumbo/alumina,
2Up1 = 796,28 m/s e P2.
�s84tR = 3530[10375,390796,28 − ��1 (48)
���6"� = 111002678 + 1,520 ��1 �� (49)
A continuidade de pressão na interface é garantida igualando-se as
equações, �s84tR = ���6"�, assim procedendo obtém-se a velocidade Up2 e a
pressão gerada na interface, alumina/epóxi.
3530[10375,390796,28 − ��1 = 1110$2678 + 1,520 ��% �� (50)
0 200 400 600 800 10000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina
104
A velocidade de partícula e a pressão na interface são respectivamente
Up2 = 714,74 m/s e P2 = 2,99 GPa. O gráfico da Figura 60 mostra,
graficamente, esse casamento de impedâncias.
Figura 60 – Gráfico pressão versus velocidade de partícula.
5.1.10 INTERFACE EPÓXI ALUMÍNIO
Substituindo os dados agora para esta nova interface, assumindo que a
velocidade inicial é de 2Up2 = 1429,48 m/s e invertendo a curva do epóxi têm-
se as equações 51 e 52.
���ó"� = 111002678 + 1,520$1429,48 − �Q%101429,48 − �Q1 (51)
�s8 = 270005328 + 1,338 �Q1 �Q (52)
Igualando-se as pressões na interface, ���ó"� = �s8, têm-se a equação 53.
0 200 400 600 800 10000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina Epóxi Alumina invertida
105
111002678 + 1,520$1429,48 − �Q%101429,48 − �Q1 = 270005328 +1,338 �Q% �Q (53)
Para a interface entre o epóxi e o alumínio a velocidade de partícula e a
pressão gerada na interface, são respectivamente, Up3 = 337,13 m/s e P3 =
5,26 GPa. O gráfico da Figura 61 mostra essa última interação.
Figura 61 – Gráfico pressão versus velocidade da partícula.
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 16000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina Epóxi Alumina invertida Alumínio Epóxi invertido
106
A Tabela 17 mostra os dados de impedância para o sistema
multiblindagem contendo o epóxi puro como camada intermediária.
Tabela 17 – Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo
epóxi puro como camada intermediária.
Camadas
(interface)
Up (m/s) Pressão
(GPa)
ρ
(kg/m3)
Us (m/s) Impedância
de choque
(kg/(m2s))
Chumbo/Alumina 398,14 14,58 3530 10.375,39 36.625.126,7
Alumina/Epóxi 714,74 2,99 1110 3.764,40 4.178.484
Epóxi/Alumínio 337,13 5,26 2700 5.779,08 15.603.516
Quando uma onda compressiva passa de um meio de maior impedância
para outro de menor impedância gera uma onda trativa que pode fraturar o
material e quanto maior for essa diferença de impedância maior a intensidade
dessa onda trativa gerada. Pela Tabela 17 pode-se verificar que a impedância
da alumina é a maior de todas e por isso é aquela que gera a maior onda
trativa na reflexão e então a camada de alumina é estilhaçada. O alumínio tem
uma impedância maior que o epóxi gerando uma onda compressiva na camada
de epóxi.
5.1.11 INTERFACE ALUMINA E COMPÓSITO DE CURAUÁ 30%
Considerando a velocidade de partícula inicial da interface alumina/curauá
como sendo o dobro da interface chumbo/alumina, 2Up1 = 796,28 m/s e, no
caso do compósito de curauá 30%, substituindo a velocidade da onda de
choque, Us, pela velocidade de onda elástica longitudinal. Com esses
procedimentos foram calculadas as velocidades de partícula, Up4, e a pressão,
P4, nesta interface.
�s84tR = 3530[10375,390796,28 − �i1 (54)
107
�<wC7wáQ� = 1150[2132,56[ �i (55)
Igualando-se as equações, �s84tR = �<wC7wáQ�, tem-se a equação 56.
3530[10375,390796,28 − �i1 = 1150[2132,56[ �i (56)
Resolvendo a equação 56 o valor da velocidade de partícula da interface
é Up4 = 746,38 m/s e a pressão é P4 = 1,83 GPa. O gráfico da Figura 62 mostra
o casamento de impedância para esta interface.
Figura 62 – Casamento de impedâncias da interface alumina/curauá.
5.1.12 INTERFACE COMPÓSITO DE CURAUÁ 30% E ALUMÍNIO
Considerando a velocidade de partícula inicial dessa interface como
sendo 2Up4 = 1492,76 m/s, pode-se obter as Equações 57 e 58
�<wC7wáQ� = 1150[2132,56[01492,76 − �y1 (57)
0 200 400 600 800 10000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina Curauá 30% Alumina invertida
108
�s8 = 270005328 + 1,338 �y1 �y (58)
Igualando-se as equações 57 e 58 tem-se a equação 59
1150[2132,56[01492,76 − �y1 = 270005328 + 1,338 �y1 �y (59)
Resolvendo a equação 59 o valor da velocidade de partícula para esta
interface é de, Up5 = 208,13 m/s e a pressão na interface é de, P5 = 3,15 GPa.
O gráfico da Figura 63 mostra o casamento de impedâncias nesta interface.
Figura 63 – Casamento de impedâncias da interface curauá 30%/alumínio.
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 16000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
projétil (chumbo) Alumina curauá 30% Alumina invertida Alumínio Curauá 30% invertido
109
A Tabela 18 mostra os dados de impedância para o sistema
multiblindagem contendo um compósito de curauá 30% em volume como
camada intermediária.
Tabela 18 – Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo
um compósito de curauá 30% como camada intermediária.
Camadas Up (m/s) Pressão
(GPa)
ρ
(kg/m3)
Us (m/s) Impedância
de choque
(kg/(m2s))
Chumbo/Alumina 398,14 14,58 3530 10.375,39 36.625.126,7
Alumina/curauá
30%
746,38 1,83 1150 2.132,56 2.452.444
curauá
30%/Alumínio
208,13 3,15 2700 5.606,48 15.137.496
5.1.13 INTERFACE ALUMINA E COMPÓSITO DE CURAUÁ 60%
Nesta interface inverte-se a curva da alumina (gráfico pressão versus
velocidade de partícula) em torno do eixo que representa o encontro da curva
da alumina com o projétil. Desta forma a velocidade inicial da alumina é o
dobro da velocidade Up1, tem-se então que a velocidade inicial da alumina é de
2Up1 = 2x398,14 = 796,28 m/s.
�<wC7w7S� = 1207[2580,92[ �S (60)
�s84tR = 3530[10375,39x$796,28 − U|S% (61)
Igualando-se as duas equações.
110
1207[2580,92[ �S = 3530[10375,39x$796,28 − U|S% (62)
Resolvendo a equação 62, encontramos o valor de Up6 = 733,86 m/s e P6
= 2,29 GPa. O gráfico da Figura 64 mostra o encontro dessas duas curvas.
Figura 64 – casamento de impedâncias entre as curvas Alumina inversa e
curauá 60%.
Pode-se reparar que as velocidades Up4 e Up6 não variaram muito, assim
como as suas pressões. Isto acontece devido a proximidade das densidades
dos dois compósitos.
5.1.14 INTERFACE COMPÓSITO DE CURAUÁ 60% E ALUMÍNIO
Utilizando-se o mesmo procedimento, inverte-se a curva do compósito
curauá 60%, considerando a velocidade inicial como o dobro da velocidade Up6
0 200 400 600 800 10000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina Curauá 60% Alumina invertida
111
tem-se a velocidade inicial do compósito curauá 60% como 2Up6 = 1467,72
m/s.
�s8 = 270005328 + 1,338U|}1U|} (63)
�<wC7w7S� = 1207[2580,92[01467,72 − �}1 (64)
Igualando-se as equações 63 e 64 chega-se a equação 66.
270005328 + 1,338U|}1U|} = 1207[2580,92[01467,72 − �}1 (65)
Resolvendo a equação 60 encontra-se, Up7 = 248,51 m/s e a pressão P7 =
3,80 GPa. O gráfico da Figura 65 mostra o encontro dessas duas curvas.
Figura 65 – Casamento de impedância utilizando como camada intermediária o
compósito de curauá 60%.
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 16000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina Curauá 60% Alumina invertida Alumínio Curauá 60% invertido
112
A Tabela 19 mostra à velocidade de partícula, a pressão, a velocidade da
onda de choque e a impedância de cada interface em um sistema
multiblindagem, utilizando um compósito de 60% de curauá como camada
intermediária.
Tabela 19 - Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo
um compósito de curauá 60% como camada intermediária.
Camadas
(interfaces)
Up (m/s) Pressão
(GPa)
ρ
(kg/m3)
Us (m/s) Impedância
de choque
(kg/(m2s))
Chumbo/Alumina 398,14 14,58 3530 10.375,39 36.625.126,7
Alumina/curauá
60%
733,86 2,29 1150 2580,92 2.968.058
curauá
60%/Alumínio
248,51 3,80 2700 5.660,51 15.283.377
5.1.15 INTERFACE ALUMINA E COMPÓSITO DE BAGAÇO DE CANA DE
AÇÚCAR.
Utilizando os dados da Tabela 15 e invertendo a curva da alumina
considera-se a velocidade inicial de partícula da alumina como o dobro da UP1,
a velocidade inicial de partícula da alumina é, 2Up1 = 2x398,14 = 796,28 m/s.
Com esse valor obtém-se as equações 66 e 67.
�~7�7ç6 = 860x2793,26xU|� (66)
�s84tR = 3530[10375,39x$796,28 − U|�% (67)
Igualando-se as equações 66 e 67, obtém-se a equação 68.
860x2793,26xU|� = 3530[10375,39x$796,28 − U|�% (68)
113
Resolvendo a equação 63, obtém-se o valor de Up8 = 747,27 m/s e a
pressão nessa interface é de P8 = 1,80 GPa. A Figura 66 mostra o casamento
de impedância dessas duas curvas.
Figura 66 – Casamento de impedância para a interface alumina e compósito
de bagaço de cana.
5.1.16 INTERFACE COMPÓSITO BAGAÇO DE CANA E ALUMÍNIO
Utilizando os dados obtidos da interface anterior (alumina e compósito de
bagaço de cana), assume-se que a velocidade inicial de partícula do compósito
é o dobro da velocidade da interface anterior, Up8 = 747,27 m/s, sendo assim, a
velocidade inicial torna-se 2Up8 = 1494,54 m/s. Com os dados da Tabela 15 é
possível construir as curvas de pressão versus velocidade de partícula para o
alumínio e a curva invertida para o compósito de bagaço de cana de açúcar. As
equações de pressão para o alumínio e para o compósito em questão se
encontram nas equações 69 e 70 respectivamente.
�s8 = 270005328 + 1,338U|�1U|� (69)
0 200 400 600 800 10000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina Bagaço de cana 30% Alumina invertida
114
��7�7ç6 = 860x2793,26x01494,54 − U|�1 (70)
Igualando-se as duas equações tem-se a equação 71.
270005328 + 1,338U|�1U|� = 860x2793,26x01494,54 − U|�1 (71)
Calculando-se a velocidade da interface, compósito de bagaço de cana
de açúcar e alumínio, obtém-se, Up9 = 204,83 m/s e a pressão da interface P9 =
3,10 GPa. As curvas de pressão versus velocidade de partícula para esta
interface se encontra no gráfico da Figura 67.
Figura 67 – Gráfico pressão versus velocidade de partícula de um sistema
multiblindagem com um compósito de bagaço de cana de açúcar como camada
intermediária.
A Tabela 20 mostra os dados de pressão, velocidade de partícula e
impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo o compósito
de bagaço de cana de açúcar como camada intermediária.
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 16000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina Bagaço de cana Alumina invertida Alumínio Bagaço de cana invertido
115
Tabela 20 - Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo
um compósito de bagaço de cana de açúcar 30% como camada intermediária.
Camadas
(interfaces)
Up (m/s) Pressão
(GPa)
ρ
(kg/m3)
Us (m/s) Impedância
de choque
(kg/(m2s))
Chumbo/Alumina 398,14 14,58 3.530 10.375,39 36.625.126,7
Alumina/Bagaço
de cana de
açúcar
747,27 1,80 860 2.793,26 2.402.203,6
Bagaço/Alumínio 204,83 3,10 2.700 5.602,06 15.125.562
5.1.17 INTERFACE ALUMINA E TECIDO DE ARAMIDA (8 CAMADAS)
O último teste foi realizado utilizando tecido de aramida como camada
intermediária. Para construir a curva foi utilizados os dados da Tabela 15, para
a alumina e a aramida. As equações 72 e 73 demonstram como varia a
pressão em função da velocidade de partícula na aramida e na alumina
respectivamente. Considerando-se a velocidade inicial de partícula para a
alumina como 2Up1 = 796,28 m/s.
�sC7U�7 = 144001180 + 2,420U|��1U|�� (72)
�s84tR = 3530[10375,39x$796,28 − U|��% (73)
Igualando-se as duas equações.
144001180 + 2,420U|��1U|�� = 3530[10375,39x$796,28 − U|��% (74)
Resolvendo a equação 74 tem-se o valor de Up10 = 743,63 m/s e a
pressão P10 = 3,19 GPa. O gráfico da Figura 68 mostra o comportamento
dessas duas curvas.
116
Figura 68 – Casamento de impedâncias entre a interface projétil/alumina e
alumina/aramida.
5.1.18 INTERFACE TECIDO DE ARAMIDA E ALUMÍNIO
Repetindo todo o procedimento realizado até agora as equações 75 e 76,
que relacionam a pressão com a velocidade de partícula, são apresentadas
para o alumínio e a aramida respectivamente. A velocidade de partícula inicial
para a aramida é 2Up10 = 2x743,63 = 1487,26 m/s.
�s8 = 270005328 + 1,338U|��1U|�� (75)
�sC7U�7 = 1440 *1180 + 2,42001487,26 − U|��1. 01487,26 − U|��1 (76)
Igualando-se as equações.
270005328 + 1,338U|��1U|�� = 1440 *1180 + 2,42001487,26 − U|��1. 01487,26 − U|��1 $77%
0 200 400 600 800 10000
5
10
15
20
25
30
35
P (
GP
a)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina Aramida Alumina invertida
117
Resolvendo a equação 77 encontra-se a velocidade de partícula, Up11 =
386,24 m/s, e a pressão P11 = 6,10 GPa. O gráfico da Figura 69 mostra o
encontro dessas duas curvas.
Figura 69 – Casamento de impedâncias de um sistema multiblindagem,
utilizando aramida como camada intermediária.
A Tabela 20 apresenta todos os dados de pressão, velocidade de
partícula e impedância para cada camada desse sistema multiblindagem.
Tabela 20 - Impedância de choque para um sistema multiblindagem contendo 8
camadas de aramida como interface intermediária.
Camadas
(interfaces)
Up (m/s) Pressão
(GPa)
ρ
(kg/m3)
Us (m/s) Impedância
de choque
(kg/(m2s))
Chumbo/Alumina 398,14 14,58 3530 10.375,39 36.625.126,7
Alumina/Aramida 743,63 3,19 1440 2.979,58 4.290.595,2
Aramida/Alumínio 386,24 6,10 2700 5.844,79 15.780.933
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 16000
5
10
15
20
25
30
35P
(G
Pa
)
Up(m/s)
Projétil (chumbo) Alumina Aramida Alumina invertida Alumínio Aramida invertida
118
O sistema multiblindagem que utiliza a aramida como camada
intermediária é o que possui a maior impedância de choque dos materiais
estudados. Este alto valor da impedância faz com que a diferença de
impedância na interface aramida/alumínio não seja tão alto diminuindo o valor
da onda trativa que é refletida na superfície de alumínio causando menos
danos nessa camada intermediária e absorvendo mais a energia de impacto.
5.1.19 COMPARAÇÃO ENTRE AS CAMADAS INTERMEDIÁRIAS
A Tabela 21 mostra as comparações de impedância entre as diferentes
camadas intermediárias usadas no sistema multiblindagem. Conforme dito
anteriormente, pode-se perceber o maior valor de impedância para a aramida e
o menor valor de impedância para o compósito de curauá 30%. Apesar dos
altos valores da impedância da aramida em relação aos compósitos de curauá,
os valores de indentação para o compósito de curauá o habilitam para compor
um sistema multiblindagem.
Tabela 21 – Impedância para a camada intermediária do sistema
multiblindagem.
Camadas
intermediárias
(interfaces)
Up (m/s) Pressão
(GPa)
ρ
(kg/m3)
Us (m/s) Impedância
de choque
(kg/(m2s))
Alumina/Epóxi 714,74 2,99 1.110 3.764,40 4.178.484
Alumina/curauá
30%
746,38 1,83 1.150 2.132,56 2.452.444
Alumina/curauá
60%
733,86 2,29 1.150 2.580,92 2.968.058
Alumina/Bagaço
de cana de
açúcar
747,27 1,80 860 2.793,26 2.402.203,6
Alumina/Aramida 743,63 3,19 1.440 2.979,58 4.290.595,2
119
A Tabela 22 mostra a natureza das ondas refletidas nas interfaces (trativa
ou compressiva) e mostra também a intensidade das pressões dessas ondas.
Como foi visto na literatura uma onda trativa é gerada pela reflexão na interface
de uma região de alta impedância para uma de menor impedância. Este tipo de
onda pode gerar um estilhaçamento no material. Verificando a intensidade de
onda trativa, em cada camada e para cada material utilizado como camada
intermediária, pode-se fazer comparações entre esses materiais e verificar a
resistência de cada um deles para um impacto balístico. Esta intensidade da
onda de choque é a intensidade com que a onda refletida na interface percorre
o material.
Tabela 22 – Natureza das pressões de choque e valor das ondas refletidas.
Interfaces Materiais Pressão
na
interface
(GPa
Impedância
de choque
(kg/(m2s))
Natureza da
onda de
choque
Pressão
da onda
de
choque
refletida
(GPa)
Chumbo/Alumina Alumina 14,58 36.625.126,7 Compressiva -
Alumina/Epóxi Alumina 2,99 4.178.484 Trativa 11,59
Epóxi/Alumínio Epóxi 5,26 15.603.516 Compressiva 2,27
Alumina/Cur30% Alumina 1,83 2.452.444 Trativa 12,75
Cur30%/Alumínio Cur30% 3,15 15.137.496 Compressiva 1,32
Alumina/Cur60% Alumina 2,29 2.968.058 Trativa 12,29
Cur60%/Alumínio Cur60% 3,80 15.283.377 Compressiva 1,51
Alumina/Bagaço Alumina 1,80 2.402.203,6 Trativa 12,78
Bagaço/Alumínio Bagaço 3,10 15.125.562 Compressiva 1,30
Alumina/Aramida Alumina 3,19 4.290.595,2 Trativa 11,39
Aramida/Alumínio Aramida 6,10 15.780.933 Compressiva 2,91
A alumina é a única camada da multiblindagem que vai ter uma onda
trativa em uma primeira reflexão de ondas na interface com a camada
120
intermediária. Esta é a maior intensidade de ondas em todas as camadas (seja
qual for à camada intermediária) o que justifica o fato dessa camada ter se
estilhaçado em todos os ensaios.
Em seguida, analisando a camada intermediária, o material com maior
impedância é a aramida. Dentre os compósitos a aramida é a que possui o
mais alto valor de pressão na interface com o alumínio. Esta alta pressão é
repassada ao alumínio, porém esta alta pressão corresponde a uma massa
reduzida, já que o tecido de aramida retém fragmentos da alumina e do projétil.
Esta menor massa contribui para reduzir a energia cinética repassada ao
alumínio e como conseqüência tem-se valores de indentação baixos
comparados aos outros materiais utilizados como camadas intermediárias.
Dentre os compósitos, uma camada intermediária formada por um
compósito de epóxi puro, foi o que apresentou uma maior onda compressiva
refletida na camada de alumínio. Essa onda compressiva refletida ao encontrar
a interface com a alumina (maior impedância que o epóxi) volta como uma
onda compressiva, porém outras interações ocorrendo nas superfícies livres
refletem a onda compressiva como trativa o que contribui para o
estilhaçamento observado no epóxi, material de menor resistência mecânica. O
epóxi absorve a energia cinética sob a forma de trincas que acaba estilhaçando
o material. Nos outros compósitos, reforçados com fibras de curauá, têm-se
outros elementos para absorver essa segunda onda trativa refletida nas
superfícies livres como o descolamento das fibras da matriz, o que acaba
deixando o material íntegro e passando uma parcela menor dessa segunda
onda para o alumínio. Segundo os dados de impedância do compósito de
curauá 30% e de 60%, o primeiro deveria apresentar valores de indentação
maiores que o segundo respectivamente. Porém, isso não aconteceu por que
os compósitos de curauá 60% não apresentaram uma boa adesão das fibras
na matriz. Esta falha do compósito faz com que o mecanismo de absorção de
energia por descolamento das fibras com a matriz não seja tão eficiente quanto
os apresentados pelo compósito de 30% de curauá. A tabela 23 apresenta as
comparações entre as indentações e os valores de impedância e ondas
refletidas na última camada de alumínio.
Em relação aos compósitos de bagaço de cana de açúcar e os de curauá,
apesar dos valores de pressão passados para o alumínio, utilizando o bagaço
121
de cana de açúcar como camada intermediária, serem mais baixos
comparados aos compósitos de curauá. Os baixos valores de resistência a
tração e de absorção de energia por impacto (ensaio de Izod) encontrado na
literatura explicam os altos valores de indentação apresentados pelo sistema
multiblindagem contendo o compósito de bagaço de cana de açúcar.
Tabela 23 – Comparação entre os valores das impedâncias e das indentações.
Materiais Indentação (mm) Impedância de
choque (kg/(m2s))
Pressão da onda
refletida na
interface de
alumínio (GPa)
Epóxi 19,84 ± 1,09 4.178.484 2,27
Cur30% 16,42 ± 3,85 2.452.444 1,32
Cur60% 19,89 ± 1,26 2.968.058 1,51
Bagaço de cana 39,24 ± 11,60 2.402.203,6 1,30
Aramida 13,50 ± 0,15 4.290.595,2 2,91
5.2 DESEMPENHO INDIVIDUAL DAS CAMADAS DA MULTIBLINDAGEM.
AVALIAÇÃO ATRAVÉS DA VELOCIDADE RESIDUAL.
Foram realizados dois ensaios com calibres diferentes (9 mm e 7,62mm).
Os ensaios com calibre de 9 mm foram realizados nos compósitos de curauá
(30% e 60%), no epóxi puro e na aramida. Não foi possível obter a velocidade
residual na alumina utilizando o calibre de 9 mm pois não houve uma
penetração completa nesse material.
Os ensaios para a obtenção do V50 não foi possível devido à limitação da
quantidade de pólvora para ser colocada no provete. Mas esta velocidade limite
(V50) pôde ser estimada através da obtenção das velocidades de impacto e
residual. A energia absorvida pelo material pode ser calculada através da
diferença entre a energia de impacto e a energia residual como demonstra a
equação 78.
122
�7�� = �� �$��� − �C�% (78)
Onde Vi e Vf são, a velocidade inicial e a velocidade residual do projétil
respectivamente, e m é a velocidade do projétil. A velocidade residual é
conseqüência da resistência que o meio imprime ao deslocamento do projétil e
principalmente da resistência da blindagem ao projétil. Com a obtenção da
energia absorvida a velocidade limite (V50) pode ser estimada como demonstra
a equação 79.
�y� = ���^!aU (79)
Para este ensaio não foi utilizado a parede de plastilina conforme mostra
a Figura 70. O compósito de epóxi foi totalmente estilhaçado e não foi possível
medir a sua velocidade residual com a munição de 9 mm.
Figura 70 – Corpo de prova com epóxi puro para um ensaio de tiro obtendo a
velocidade residual.
123
Os cálculos, para uma munição de 9 mm, foram efetuados considerando
a massa do projétil como m1 = 8,0 g e para a munição de 7,62 mm a massa m2
= 9,7 g.
A Tabela 24 apresenta os dados das velocidades iniciais, de impacto e
residual dos ensaios e também as energias calculadas, de impacto, residuais e
absorvida e o V50 calculado utilizando a munição de 9 mm. As velocidades
variaram nos diferentes ensaios variando-se a quantidade de pólvora.
Tabela 24 – Energia dissipada dentro do material e V50 para uma munição de
9 mm.
Material Vi (m/s) Vr (m/s) Eabsorvida (J) V50 (m/s)
curauá 30% 277,90 221,50 112,66 167,83
curauá 30% 441,34 385,17 185,70 215,46
curauá 30% 454,25 390,42 215,66 232,20
curauá 60% 292,88 245,97 101,11 158,99
curauá 60% 442,20 396,61 152,97 195,55
curauá 60% 448,42 393,56 184,76 214,92
Aramida 386,00 180,38 465,84 341,26
Aramida 431,59 238,23 518,07 359,88
Aramida 443,14 219,88 592,10 384,74
124
A Tabela 25 demonstra os valores médios da energia absorvida e o V50
para cada material.
Tabela 25 – Energia média absorvida e V50 médio para um ensaio com calibre
9 mm.
Material Eabsorvida (J) V50 (m/s)
curauá 30% 171,34 ± 52,98 205,16 ± 33,40
curauá 60% 146,28 ± 42,22 189,82 ± 28,40
Aramida 525,34 ± 63,44 361,96 ± 21,81
Pode-se observar pela Tabela 25 que a aramida é o material que absorve
a maior quantidade de energia e conseqüentemente suporta a maior
velocidade do projétil. Pode-se observar também que o compósito de curauá
30% absorve mais a energia de impacto do projétil do que o compósito de
curauá 60%. Uma explicação para este fato é a pouca adesão, das fibras com
a matriz, que o compósito de curauá 60% apresentou. O compósito de curauá
30% já havia apresentado melhores resultados que o compósito de curauá
60% o que confirma os dados da Tabela 25.
Utlizando o calibre de 9 mm foi possível calcular o V50 para a aramida
através do método convencional, ou seja, nos ensaios de tiros foi obtido as três
maiores velocidades em que o projétil não conseguiu penetrar o alvo de
aramida e as três menores velocidades em que o projétil conseguiu penetrá-lo.
O V50 é a média de todas essas seis velocidades. O valor encontrado para a
aramida foi de 395,43 m/s o que se aproxima bastante do valor encontrado
calculando com a energia absorvida que foi de 361,96 m/s o que torna este
método bastante válido para se ter uma estimativa da velocidade limite para um
projétil perfurar um material.
O próximo ensaio foi realizado com um calibre de 7,62 mm utilizando os
mesmos procedimentos para calcular as velocidades de impacto e residual.
Este ensaio, utilizando o calibre 7,62 mm, foi realizado nos materiais: alumina,
epóxi, compósito de curauá 30%, compósito de bagaço de cana de açúcar 30%
e aramida
125
O gráfico da Figura 71 mostra o comportamento da velocidade do projétil
com o tempo durante um disparo. O alvo é o compósito formado só por epóxi.
Figura 71 – Decaimento da velocidade com o tempo. Pontos experimentais e
uma curva ajustada para o epóxi puro.
Pode-se perceber pela Figura 71 o decaimento repentino em um ponto
representado por duas linhas pontilhadas. Esse é o ponto de impacto do projétil
no alvo que permite obter as velocidades de impacto e residual. A curva de
velocidade foi definida como uma regressão de um polinômio de 2º grau.
A Figura 72 mostra a curva ajustada para a velocidade do projétil com o
tempo, tendo como alvo um compósito de curauá 30%.
126
Figura 72 – Velocidade do projétil com o tempo para uma blindagem de
compósito de curauá 30%.
A alumina foi o único material capaz de fragmentar o projétil. A Figura 73
demonstra o espectro captado pelo radar. Neste espectro é possível observar
duas curvas resultadas pelos fragmentos do projétil.
127
Figura 73 – Espectro do radar para um alvo de Al2O3.
A Tabela 26 apresenta as velocidades de impacto e residual assim como
a energia dissipada no material utilizado como blindagem. Neste ensaio pode-
se observar uma dispersão dos dados bem menor do que a encontrada para os
ensaios com calibre 9 mm.
Tabela 26 – Energia dissipada dentro do material e V50 para um calibre
7,62 mm.
Material Vi (m/s) Vr (m/s) Eabsorvida (J) V50 (m/s)
Epóxi 850,15 ± 2,15 826,78 ± 5,63 190,10 ± 61,5 197,98
Alumina 847,52 ± 5,51 566,67 ± 43,2 1920,41± 223 629,25
curauá 30% 848,30 ± 6,36 835,29 ± 6,17 106,16±10,90 147,95
Bagaço de
cana 30%
841,00 ± 4,82 803,48 ± 18,4 299,08±126,93 248,33
Aramida 848,13 ± 3,44 840,99 ± 6,69 58,48 ± 29,33 109,81
Comparando os valores da energia absorvida e conseqüentemente do V50
nos dois ensaios (com calibre 9 mm e calibre 7,62 mm), podemos perceber
128
uma diferença de valores nas energias absorvidas e na comparação entre a
aramida e o compósito de curauá 30%.
A energia absorvida nos alvos utilizando um projétil calibre 9 mm é maior
que no calibre 7,62 mm. Esta explicação está no formato dos dois projéteis. O
calibre 7,62 mm é mais pontiagudo, gerando uma grande tensão após o
impacto, sofrendo portanto, uma deformação maior, ou seja, o projétil 7,62 mm
sofre mais deformações do que o calibre 9 mm, consumindo mais energia
cinética do que o calibre 9 mm e com isso a absorção de energia do alvo de um
calibre 9 mm acaba sendo maior que o do calibre 7,62 mm. Resumindo, as
diferenças entre os valores encontrados nos ensaios com calibres diferentes
pode ser explicado no formato dos dois projéteis.
No ensaio com o calibre 7,62 mm o epóxi foi o material que apresentou
melhor absorção de energia. Essa situação é explicada pela fragmentação do
alvo, enquanto que nos compósitos e no tecido de aramida a energia é
dissipada em uma região bem menor, todo o epóxi é estilhaçado aumentando
assim a quantidade de energia absorvida. No caso dos compósitos de curauá e
bagaço de cana, estes tiveram um desempenho melhor que a aramida devido
ao fato de possuírem uma matriz de epóxi que contribui para aumentar a
absorção de energia através da propagação de trincas nesta matriz.
Comparando esse ensaio com os ensaios de indentação, no sistema
multiblindagem, havia uma terceira camada de alumínio que permitia o
surgimento de um pulso de onda compressiva e agora com uma superfície
livre, toda a onda é refletida de forma trativa. No sistema multiblindagem deve-
se levar em consideração, além das diferenças de impedâncias entre as
interfaces o fato de que a velocidade do projétil chega de forma bastante
reduzida nas camadas intermediárias e na forma de fragmentos o que torna
bastante eficiente a blindagem do tecido de aramida.
129
6. CONCLUSÃO
Em uma multiblindagem no qual a camada intermediária convencional de
aramida foi substituída e comparada com o desempenho de um compósito de
uma matriz de epóxi reforçada com curauá, pode-se observar que:
• O desempenho balístico do compósito de curauá 30% foi
18% (ensaio de indentação) menos eficiente que a camada
de aramida mas em compensação é 5% mais leve e 31%
mais barato.
• O papel das fibras de curauá (reforço com 30%) foi evitar o
estilhaçamento do epóxi, o que contribuiu para reter
fragmentos.
• Os testes balísticos de cada componente testado
individualmente revelou que a cerâmica dissipa 55% da
energia de impacto do projétil 7,62 enquanto que os outros
componentes estudados dissipam menos de 3%.
Surpreendentemente apesar do bom desempenho balístico
da aramida no sistema multiblindagem, o tecido de aramida,
apresenta, invidualmente a mais baixa dissipação de
energia. Isto pode ser atribuído a fácil penetração do projétil
entre os fios da sua trama.
• Apesar da vantagem da utilização de aramida no sistema
multiblindagem, ficou demonstrado que a utilização dos
compósitos de fibras naturais de curauá oferecem proteção
à custo bem menor, além de possuir uma densidade menor
que aquela do tecido de aramida. O compósito epóxi-
curauá embora não seja capaz de reter fragmentos tão
eficientemente quanto a aramida, é capaz de absorver e
dissipar energia do projétil através do trabalho de
descolamento da fibra para fora da matriz, deformando e
fraturando a fibra.
130
Tabela 27 – Avaliação de peso e custo das camadas de uma multiblindagem.
Material Volume
(cm3)
Densidade
(g/cm3)
Peso (kgf) Preço por
kg (dólares)
Custo do
material
(dólares)
Al2O3 337,5 3,72 1,256 33 41,43
Aramida 225 1,44 0,324 63,60 20,61
Compósito de
curauá 30%
225 0,98 0,221 0,44 0,46
Liga de
alumínio 6061
112,5 2,70 0,304 8,50 2,58
7. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS.
Com base nesse trabalho podem-se levantar algumas sugestões para
trabalhos futuros como:
• Levantamento dos parâmetros da onda de choque para compósitos
reforçados com fibras naturais.
• Ensaios balísticos em compósitos com fibras dispostas de modo
transversal na matriz.
• Ensaios balísticos com tecidos feitos por fibras naturais.
131
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