Manufacturing and mechanical characterization of natural fibre reinforced biocomposites. Application in a small wind turbine

1 Introducción

Los composites de matriz polimérica (poliéster, epoxi o viniléster) reforzados con fibras (carbono, vidrio o kevlar) se utilizan cada vez más en distintos sectores industriales como aeronáutica, automoción, construcción o eólico; debido a sus innegables ventajas frente a los materiales metálicos: ligereza, mayor resistencia mecánica específica o menores costes de mantenimiento [1-3].

Sin embargo, su baja reciclabilidad y su elevada dependencia del petróleo está llevando tanto a la comunidad científica como a los sectores industriales a la búsqueda de alternativas medioambientalmente más sostenibles.

Las fibras naturales como el lino, el yute, el cáñamo o el bambú tienen un importante potencial para reemplazar al vidrio como refuerzo en materiales compuestos [4, 5]. Son fibras renovables y biodegradables, de bajo costo y fácil manipulación. Su baja densidad proporciona buenas propiedades mecánicas específicas y además son aislantes térmicos y acústicos [6-8].

Respecto a las matrices, las provenientes de fuentes renovables están reemplazando a las sintéticas tradicionales obtenidas a partir del petróleo. Además, debido a las limitaciones que presentan las resinas termoplásticas, entre ellas, su elevada viscosidad y su baja resistencia a la temperatura; se están desarrollando resinas termoestables a partir de aceites vegetales [9,10].

En el presente trabajo se han desarrollado y caracterizado mecánicamente nuevos materiales sostenibles y alternativos a los actuales, basados en resinas termoestables bioepoxi reforzadas con fibras naturales, en particular fibra de lino y también introduciendo madera como elemento tanto estructural como estético.

Como aplicación práctica, con los biomateriales desarrollados se han fabricado álabes para un mini-aerogenerador de uso habitual en la carga de baterías de pequeñas embarcaciones.

Mediante el Modelado por Elementos Finitos (FEM) se ha validado el diseño estructural de los álabes y finalmente, se han testeado en un túnel de viento para distintas condiciones y velocidades de viento.

2 Materiales y fabricación

Para la fabricación de los composites se ha empleado una resina bio-epoxi (SuperSap®) suministrada por Entropy Resins Inc. El agente de curado ha sido INF02 con un porcentaje de mezcla 100:33 en peso. Como refuerzos se han utilizado: fibra de lino en forma de tejido balanceado bi-directional [0º/90º] de gramaje ρ= 300 g/m² suministrada por la empresa Lineo (actualmente Ecotechnilin Z.A.), y láminas de roble europeo de espesor e= 0,5 mm de la empresa Lobera, S.L.

Los biocomposites se fabricaron mediante el proceso de infusión por vacío a temperatura ambiente (T_amb= 20-22ºC) y sin proceso de post-curado. Las configuraciones de capas lino-roble, los espesores y porcentajes de refuerzo en el laminado se pueden observar en la Tabla 1.

Tabla 1. Características de los biocomposites fabricados

Matriz	Refuerzo	Espesor (mm)	Densidad (kg/m3)	% peso refuerzo
Super Sap®	6xLino	4,1	1280,5	45
Super Sap®	1xRoble 4xLino 1xRoble	4,0	1150,5	47
Super Sap®	1xLino 4xRoble 1xLino	3,7	998,0	53

3 Caracterización físico-mecánica

3.1 Ensayo de tracción

Las propiedades a tracción de los biocomposites se han obtenido de acuerdo a la norma UNE-EN ISO 527. Los ensayos se han llevado a cabo a T_amb= 20-22°C en una máquina universal de ensayos marca INSTRON 5967 con una célula de carga de 30kN y una velocidad de ensayo v= 1 mm/min.

Los resultados obtenidos se encuentran en la Tabla 2. Se puede observar que el roble aumenta significativamente la rigidez del biocomposite ya que el módulo de Young (E) se incrementa un 2% con las láminas de roble en las caras exteriores y a su vez, la elongación a rotura disminuye un 32,5%.

Si se fabrica el biocomposite con cuatro láminas de roble en el núcleo se observa que tanto la rigidez como la resistencia a tracción son mayores respecto a el biocomposite de Lino y al de Roble en las caras exteriores. Se produce un aumento del 28% en la rigidez frente al biocomposite de Lino y de un 25% frente al biocomposite con roble en las caras exteriores.

Tabla 2. Propiedades mecánicas a tracción de los biocomposites

Biocomposite	E (MPa)	σR(MPa)	εr(%)
Lino	9956±385	98,10±0,89	1,60±0,02
Roble-Lino-Roble	10153±863	92,27±2,84	1,08±0,03
Lino-Roble-Lino	12743±821	120,54±4,69	1,08±0,02

E: Módulo de Young; σ_R: tensión de rotura; ε_r: elongación a rotura

3.2 Resistencia a flexión

Los ensayos de flexión 3 puntos de los biocomposites se realizaron en un equipo marca MTS Modelo 569329-04 con una sensibilidad de 2.396mV/V y con una carga máxima aplicable de 10kN.

De acuerdo a la norma UNE-EN ISO 14125, las probetas se mecanizaron con dimensiones 90 x 15 x 4 mm, la distancia entre apoyos fue l= 80mm y los ensayos se realizaron a v= 2 mm/min.

Los resultados obtenidos se pueden ver en la Tabla 3. Se observa claramente que la combinación roble-lino-roble es la que presenta mayor rigidez a flexión, un 22% superior al biocomposite de lino y un 20% al biocomposite con el núcleo de roble. También se obtiene una caída de la elongación a rotura con dicha combinación roble-lino-roble.

Respecto al biocomposite con núcleo de roble, se puede ver que tiene los mayores valores de resistencia a flexión y elongación a rotura. La tensión de rotura a flexión aumenta un 10% y un 3% frente a los biocomposites de Lino y Roble-Lino-Roble respectivamente.

Tabla 3. Propiedades mecánicas a flexión de los biocomposites

Biocomposite	Ef (MPa)	σf(MPa)	εr(%)
Lino	8780±221	134±0,36	2,56±0,04
Roble-Lino-Roble	11260±324	140±1,99	1,72±0,07
Lino-Roble-Lino	8922±245	146±3,91	2,77± 0,07

E_f: Módulo de Young a flexión; σ_f: tensión de rotura a flexión; ε_r: elongación a rotura

3.3 Microscopía electrónica de barrido

Con el objetivo de analizar la superficie de fractura de las probetas, se metalizaron y se observaron a distintos aumentos en un Microscopio Electrónico de Barrido (SEM) de la marca JSM-6400.

En la figura 1 se puede observar la superficie de fractura del biocomposite de 6 capas de lino. La distribución de la matriz o bioresina en el laminado es homogénea, por lo que se puede afirmar que el proceso de infusión se ha llevado a cabo correctamente. Por otro lado, se observa que la rotura de las fibras se ha producido sin desprendimiento y de manera frágil, en concordancia con los datos de tracción de la tabla 2.

Figura 1. Micrografía del biocomposite de lino x25.

En la figura 2 se puede observar la interfase entre el lino, el roble y la bioresina. Al no apreciar un límite definido entre los distintos refuerzos y la matriz, se puede decir que la impregnación de los refuerzos por parte de la bioresina ha sido adecuada, dando lugar a un material compuesto con un elevado módulo de Young (tabla 2).

Figura 2. Micrografía del biocomposite de roble-lino-roble x150.

También se observa que la bioresina no ha podido penetrar en todas las micro-celdas de la estructura de la madera de roble, sin embargo, sí existe una buena adhesión interlaminar entre la fibra de lino y el roble y de ahí las elevadas propiedades mecánicas de los biocomposites híbridos propuestos en el presente trabajo.

4 Aplicación práctica: mini-aerogenerador

Dentro del sector eólico, se encuentran los mini-aerogeneradores que se aplican para la generación de energía eléctrica en muchos campos y se pueden encontrar en viviendas particulares, estaciones de telecomunicaciones aisladas, estaciones de riego agrícolas, náutica recreativa, etc. Entre otras, tienen las ventajas de fácil instalación, poco mantenimiento, durabilidad y fiabilidad [11].

En el presente trabajo, se ha tomado como referencia un mini-aerogenerador utilizado para la recarga de baterías en pequeñas embarcaciones, cuyos álabes de aluminio se han sustituido por otros similares fabricados con los biocomposites desarrollados en el presente proyecto.

4.1 Diseño por elementos finitos (FEM)

Como estudio preliminar por FEM, se ha utilizado el paquete de simulación del programa Solid Edge st10. Primeramente, se ha dibujado el álabe de acuerdo a las dimensiones actuales reales, es decir, álabes rectangulares de dimensiones 270x40x4mm. Posteriormente, se realiza un mallado del alabe con tetraedros de l= 3,49mm, dando lugar a un total de 4568 elementos y 9122 nodos. Como condición de contorno, se fija la pala por un extremo, considerando su comportamiento como una viga empotrada (Figura 3).

Figura 3. Diseño y mallado preliminar del álabe.

A continuación, se introducen las presiones que debe soportar el álabe, considerando tres velocidades de viento distintas y habituales en la mar: V₁= 3m/s, V₂= 8m/s y V₃= 11m/s. Las presiones se han calculado de acuerdo a la ecuación 1 [12]:

${\textstyle P=1,22\cdot {V}^{2}}$

(1)

Donde: V= velocidad del viento (m/s) y P= presión del viento (N/m²).

Se realiza un estudio estático para cada material y a cada presión del viento considerando el estado tensional de Von Mises y el desplazamiento máximo. Como material de referencia, se ha utilizado el Aluminio 1060 dado que, como se ha indicado, es el material actual de las palas del mini-aerogenerador a estudio.

4.2 Resultados del análisis FEM

De los estudios realizados, a continuación, se presentan los resultados de la situación más desfavorable para la integridad estructural del mini-aerogenerador, es decir, para una velocidad de viento fuerte (V₃= 11m/s) que genera una presión sobre las palas de P₃= 147,6 Pa.

En la figura 4 se puede observar la deformación del álabe original de aluminio. El desplazamiento máximo en el extremo libre de la pala es de δ_máx= 0,259 mm generando una tensión máxima en el empotramiento de σ_máx= 2,6 MPa, valor que se encuentra lejos del límite elástico del material (σ_y= 27,6 MPa).

Figura 4. Deformación del álabe de aluminio a V₃= 11m/s.

En el caso del biocomposite de roble-lino-roble, que estéticamente es el principal candidato para su futuro desarrollo, la deformación máxima es de δ_máx= 1,79 mm (Figura 5) considerablemente superior a la del álabe de aluminio. Sin embargo, el estado tensional está lejos del límite elástico del material y de su tensión de rotura (σ_R= 92,27 MPa).por lo que se puede afirmar que no se compromete la integridad estructural de la pala de roble-lino-roble.

Figura 5. Deformación del álabe de roble-lino-roble a V₃= 11m/s.

Las deformaciónes máximas de los álabes de los otros dos biocomposites fabricados, han sido: δ_máx= 2,01 mm para el biocomposite de lino y δ_máx= 1,05 mm para el biocomposite de lino-roble-lino. En ningún caso, el estado tensional resultante compromete la integridad estructural de los álabes de biocomposite.

4.3 Validación en el túnel de viento

Se instalaron las distintas palas de biocomposite en el mini-aerogenerador real (Figura 6) y se sometieron a las distintas velocidades del viento consideradas en el estudio por elementos finitos. Tal y como arrojaron los resultados del FEM, los álabes de biocomposite tuvieron un comportamiento mecánico óptimo generando la energía eléctrica esperada.

Figura 6. Estudio en el túnel de viento del mini-aerogenerador con álabes de biocomposite.

5 Conclusiones

Las conclusiones del presente trabajo son las siguientes:

• El proceso de infusión a vacío es adecuado para la fabricación de biocomposites con resina bioepoxi reforzada con tejido bidireccional de lino y láminas de roble.

• La introducción de láminas de roble en las caras exteriores del biocomposite, además de acabado estético, proporcionan mayor rigidez a tracción frente al biocomposite de lino. Este aumento de rigidez, se hace más notable si las láminas de madera se colocan en el núcleo del biocomposite.

• En cuanto a los ensayos a flexión, se observa que la colocación de láminas de roble en el núcleo aporta mayor resistencia a rotura frente al biocomposite de lino y también frente al de roble en las capas exteriores.

• Mediante las micrografías SEM de las superficies de rotura, se ha comprobado la buena adhesión entre los refuerzos naturales y la bioresina.

• El modelado por elementos finitos (FEM) permite validar el comportamiento mecánico de los nuevos biomateriales sometidos a diferentes velocidades del viento.

• En ensayo en túnel del viento ha confirmado la validez mecánica de los nuevos biomateriales para la fabricación de alabes de mini-aerogenerador.

En definitiva, este trabajo confirma la adecuación de los biocomposites para la fabricación de álabes de mini-aerogenerador aportando una alternativa medioambientalmente más sostenible a los materiales tradicionales.

Como futuros trabajos, se pretende optimizar el diseño aerodinámico de los álabes así como la fabricación de otras piezas del mini-aerogenerador con los nuevos biocomposites.

Agradecimientos

Los autores agradacen la subvención concedida para la realización de este trabajo por la Dirección de Sostenibilidad de la Universidad del País Vasco (UPV/EHU) a través del programa CAMPUS BIZIA LAB (CBL) 2017/18, iniciativa derivada del Proyecto Erasmus University Educators for Sustainable Development1 (540051-llp-1-2013-1).

Referencias

Los autores agradacen la subvención concedida por la Dirección d

[1] K.Friedrich, A.A. Almajid, Applied Composite Materials 20, 2, pág. 107-128 (2013). https://doi.org/10.1007/s10443-012-9258-7

[2] A.McIlhagger, E.Archer, R.McIlhagger, Polymer Composites in the Aerospace Industry, 3, pág. 53-75 (2015). https://doi.org/10.1016/B978-0-85709-523-7.00003-7

[3] L.Mishnaevsky et al., Materials, 10, 11, pág. 1285-1309 (2017). https://doi.org/10.3390/ma10111285

[4] K.L.Pickering, M.G. Aruan, T.M.Le. Composites Part A, 83, pág. 98-112 (2016). https://doi.org/10.1016/j.compositesa.2015.08.038

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[6] N.P.J. Dissanayake, J. Summerscales, S.M. Grove, M.M. Singh. J. Biobased Mater. Bioenergy 3, pág. 245-248 (2009). https://doi.org/10.1166/jbmb.2009.1029

[7] C. Alves, P.M.C. Ferrao, M. Freitas, A.J. Silva, S.M. Luz, D.E. Alves. Mater Design, 30, pág. 4060-4068 (2009). http://doi.org/10.1016/j.matdes.2009.05.015

[8] C. Scarponi, C. S. Pizzinelli, S. Sánchez-Sáez and E. Barbero. J. Biobased Mater. Bioenergy 3, pág. 298-310 (2009) http://hdl.handle.net/10016/7496

[9] S.Ma, D.C.Webster, Progress in Polymer Science, 76, pág. 65-110 (2018). https://doi.org/10.1016/j.progpolymsci.2017.07.008

[10] V. Fombuena, L. Bernardi, O. Fenollar, T. Boronat, R. Balart. Mater Design, 57, pág. 168-174 (2014). http://doi.org/10.1016/j.matdes.2013.12.032

[11] O.Ozgener, Energy Conversion and Management, 47, pág. 1326-1337 (2006). http://doi.org/10.1016/j.enconman.2005.08.014

[12] American Society of Civil Engineers. Minimum Design Loads and Associated Criteria for Buildings and Other Structures. ASCE/SEI 7-16 (2017)