Roberto Tadeu Minetto

Estudo do Uso da Liga Ti-50,67at%Ni com

Efeito de Memória de Forma na Minimização

de Perdas de Pré-Carga Axial em Juntas

Fixadas por Parafusos

Área de Concentração: Materiais

Orientador: Professor Jorge Otubo

Campinas 2010

Tese apresentada ao Curso de Mestrado da Faculdade de Engenharia Mecânica da

Universidade Estadual de Campinas, como requisito para a obtenção do título de mestre

profissional

i

ii

FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA BIBLIOTECA DA ÁREA DE ENGENHARIA E ARQUITETURA - BAE - UNICAMP

M662e

Minetto, Roberto Tadeu Estudo do uso da liga Ti-50,67at% Ni com efeito de memória de forma na minimização de perdas de pré-carga axial em juntas fixadas por parafusos / Roberto Tadeu Minetto. Campinas, SP: [s.n.], 2010. Orientador: Jorge Otubo. Dissertação de Mestrado (Profissional) - Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de Engenharia Mecânica. 1. Efeito da memória de forma. 2. Ligas de níquel-titânio. 3. Parafusos. I. Otubo, Jorge. II. Universidade Estadual de Campinas. Faculdade de Engenharia Mecânica. III. Título.

Título em Inglês: Study on the use of Ti-50,67at%Ni alloy with shape memory

effect to minimize the axial pre-load loss in bolted joints Palavras-chave em Inglês: Shape memory alloy, Nickel-titanium alloys, Bolts Área de concentração: Materiais Titulação: Mestre em Engenharia Automobilística Banca examinadora: Airton Nabarrete, Vinicius Andre Rodrigues Henriques Data da defesa: 27/07/2010 Programa de Pós Graduação: Engenharia Mecânica

iv

À minha querida filha Rafaela e minha amada esposa Marjorie, com muito amor, dedico este trabalho.

v

Agradecimentos

Aos meus pais pelo papel fundamental à minha formação pessoal e profissional; pelo apoio e incentivo de sempre; À minha esposa Marjorie pelo incentivo para realização deste trabalho e por ter

compreendido minha ausência durante todo o período deste curso;

À minha filha Rafaela por ter renovado minha esperança na vida;

Ao professor e orientador desse trabalho, Professor Jorge Otubo pelos ensinamentos que

permitiram o entendimento para a realização desta tese;

Ao Sr. Odair Doná Rigo do CTM, Clayton Paspardelli e Celso Antonio Barbosa da Villares

Metals SA pela elaboração da liga;

Ao Michel Gustave Bex (in memoriam), Miriam Matile, Ari Tereran e funcionários da

Multialloy Metais e Ligas Especiais Ltda pelo apoio no projeto Ligas com Efeito de Memória de

Forma;

Aos Senhores Andre da Silva Antunes, Julio Cesar Santos e Heide Heloisi Bernadi do ITA

pela preparação de amostras e ensaios mecânicos;

Ao CNPq, FAPESP, FINEP e AEB pelo apoio financeiro nos projetos de desenvolvimento

de ligas com efeito de memória de forma;

Aos professores e colegas da Unicamp pela grande ajuda na realização deste trabalho;

À MWM International Motores por disponibilizar toda a infra-estrutura dos laboratórios

para a realização dos ensaios destinados à este trabalho.

vi

�Nós devemos ser a mudança que

queremos ver no mundo�

Mahatma Gandhi

vii

Resumo

Idealmente, as juntas rigidamente fixadas por parafusos deveriam manter as forças de aperto

aplicadas em cada parafuso até o final da vida útil e com um mínimo de variação entre os

parafusos de um mesmo conjunto. No entanto, ensaios mecânicos comprovam que a dispersão

das forças de aperto, nos processos atuais de fixação do cabeçote de cilindros, é muito grande e

que a perda de pré-carga pode chegar a 30%. Ou seja, se aplica 100 kN e ter-se-á efetivamente 70

kN de força resultante após algumas horas de utilização. Esta perda é devido à acomodação

(relaxamento) dos picos de usinagem da rosca e da face de assentamento da cabeça do parafuso,

das deformações plásticas dos componentes envolvidos, do "endireitamento" parafuso, da

velocidade do fuso de aperto, etc. Como o sistema de aperto convencional não usa arruela entre o

parafuso e o cabeçote, a proposta deste projeto foi estudar o uso da liga Ti-50,67at%Ni com

efeito de memória de forma (superelástico) para a utilização na confecção desta arruela. Uma vez

montada no conjunto, a arruela estará sujeita a uma carga de compressão, e, devido ao efeito da

memória de forma, o componente tenderá a voltar à forma original minimizando ou mesmo

eliminando a perda de carga sofrida pelos parafusos usados na montagem.

Palavras chave: 1. Efeito da memória de forma. 2. Ligas de níquel-titânio. 3. Parafusos

viii

Abstract

Gaskets rigidly attached by bolts should keep the applied forces to each bolt until the end of

its life and presenting a small force variation among the bolts of the same set. However,

mechanical tests confirms that the bolt forces dispersion, in the current cylinder head fixation

process, is large and the pre load loss reach 30 per cent. It means that if we apply 100 kN, we are

going to have 70 kN of resultant bolt forces after few hours of running tests. This loss is caused

by machining peaks accommodation in the thread contact and bolt head seating, plastic

deformation (thermal and mechanical) of the involved components, bolts beating and others

important aspects of bolt torque strategy. As the current system does not use flat washers between

the bolt head and cylinder head bosses this project purposes to study the use of Ti-50,67at%Ni

alloy, with shape memory effect (superelasticity) , for fabricating this washer. When assembled

in the set, the washer will suffer a compressive load and because of the shape memory effect, the

component will try to return to the original form, minimizing or even eliminating the pre load

loss by bolts used to set.

Key Words: Shape memory alloy, Nickel-titanium alloys, Bolts

ix

Lista de figuras

Figura 1 � Representação esquemática do processo de deformação associado com EMF

(Wayman, 1983) 04

Figura 2 � Figura ilustrativa do Efeito Memória de Forma em ligas Níquel titânio (Otsuka, 2002) 05

Figura 3 � Figura ilustrativa do efeito superelástico em ligas Níquel titânio (Otsuka, 2002) 06

Figura 4 � Curva de tensão em função da deformação para um material que apresenta

pseudo-elasticidade. 07

Figura 5 � Curva genérica de força aplicada em função do ângulo de aperto 09

Figura 6 � Curva exemplificando a técnica de aperto por limite de escoamento 16

Figura 7� Curva exemplificando a técnica de aperto por ângulo de torção. 17

Figura 8 � Parafuso M15x2 instrumentado com strain gage 19

Figura 9 � Características geométricas para utilização do parafuso na leitura de

alongamento no equipamento de ultrassom. 20

Figura 10 � Equipamento determinador de torque tensão � DTT 21

Figura 11 � Equipamento de ultrassom � Bolt Gage 3 21

Figura 12 � Caminho da onda de ultrassom até o final do parafuso 22

Figura 13 � Vista superior do cabeçote indicando a seqüência de montagem dos

26 parafusos do cabeçote (do centro para fora) do motor I6 23

Figura 14 � Ciclo de teste em procedimento de termochoque que é utilizado para

validação de juntas de cabeçote 24

Figura 15 � Lingote de partida � 90 mm de diâmetro 25

Figura 16 � Lingote de partida � aquecimento a 850°C/1h para laminação a quente 25

Figura 17 � Laminação a quente da barra 25

Figura 18 � Barras laminadas, diâmetro de 15mm. 26

Figura 19 A e B � Fotos do ensaio de compressão da liga VIM 51em temperatura

ambiente 26

Figura 20 � Máquina de tração e compressão BLH com capacidade de 2000kN

Medidor de deslocamento Vishay e células de carga da HBM 27

Figura 21 � Corpos de prova com strain gage colado 28

x

Figura 22 � Ilustração do dispositivo para avaliação da minimização das

perdas de pré-carga pela arruela construída com material superelástico 29

Figura 23 � Ilustração do dispositivo indicando o alongamento do parafuso

e a compressão da arruela 30

Figura 24 � Aparelho Lynx ADS 2000 para aquisição das forças de aperto 30

Figura 25 � Perda de pré-carga ao longo do tempo - Amostra de um parafuso

referente a um motor de 9,3 litros 32

Figura 26� Curva característica força x alongamento do parafuso 33

Figura 27 � Curva característica força x alongamento percentual do parafuso 33

Figura 28 � Força x deformação da liga VIM 51 feito a temperatura ambiente até carga

de 75 kN 36

Figura 29 � Força x deformação da liga NiTi em temperatura ambiente até 105 kN 37

Figura 30 � Desenho da arruela tipo carretel 38

Figura 31 � Arruela em NiTi 38

Figura 32 � Gráfico de deformação (µstrain em função do tempo) para arruela e o

parafuso com o comportamento da arruela na recuperação da perda de pré-carga 39

Figura 33 � Gráfico de força e deslocamento 40

Figura 34 � Ensaio de compressão na amostra 2 - 750ºC/450°C � LVDT x strain gage 42

Figura 35 � Ensaio de compressão na amostra um solubilizada a 750ºC por uma hora 43

Figura 36� Ensaio de compressão na amostra 3 solubilizada a 750°C por 1 hora

e envelhecida a 500°C por 30 minutos 44

Figura 37 � Ensaio de compressão na Amostra 4 solubilizada a 750°C por 1 hora

e envelhecida a 550°C por 30 minutos 45

Figura 38 � Ensaio de compressão da Amostra 4 solubilizada a 750°C

e envelhecida a 550°C por 30 minutos ensaiada pela segunda vez 46

Figura 39 � Resumo dos ensaios de compressão das amostras solubilizadas a 750°C

� Força x deformação 47

Figura 40 � Resumo dos ensaios de compressão das amostras solubilizadas a 750°C

� Tensão x deformação. 48

Figura 41 � Ensaio de compressão da Amostra 5 solubilizada a 850°C. 49

xi

Figura 42 � Ensaio de compressão da Amostra 6 solubilizada a 850°C Por 1 hora

e envelhecida a 450°C por 30 minutos 50

Figura 43 � Resumo dos ensaios de compressão das amostras solubilizadas

a 850°C por 1 hora e da amostra solubilizada e envelhecida a 450°C 51

Figura 44 - Ensaios de tração em fio de diâmetro 3mm da liga VIM 51 variando-se a

temperatura de ensaio 52

Figura 45 � Ensaio de compressão da Amostra 2 solubilizada a 750°C e envelhecida

a 450°C por 30 minutos e ensaiada a uma temperatura de 80°C - Força x deformação 53

Figura 46 � Ensaio de compressão da Amostra 2 solubilizada a 750°C e envelhecida

a 450°C por 30 minutos e ensaiada a uma temperatura de 80°C - Tensão x deformação 54

Figura 47 � Curva de carregamento e descarregamento da liga utilizada neste trabalho

comprada a uma liga ideal - Tensão x deformação 56

Figura 48 � Curva de carregamento e descarregamento da liga utilizada neste trabalho

comparada a uma liga ideal - Tensão x deformação dado em milímetros 57

xii

Lista de tabelas

Tabela 1 - Detalhes do equipamento de ultrassom 22

Tabela 2 - Perda de pré-carga de 26 parafusos do cabeçote do motor D08804640

com 9,3 litros de cilindrada 34

Tabela 3 � Tratamento térmico de solubilização e envelhecimento em novas amostras

da liga VIM 51 41

xiii

Lista de Abreviações e Siglas

Letras Latinas

AP - área de contato entre a contra-peça e a superfície de apoio da cabeça do parafuso

As - Área resistiva do fixador

Da - diâmetro máximo do chanfro da contra-peça

DB - Diâmetro do furo de passagem do parafuso

dk - Diâmetro externo do assentamento da cabeça

Dkm - Raio de atrito teórico da cabeça

dw - diâmetro mínimo plano do assentamento da cabeça do parafuso ou da porca

d2 - Diâmetro primitivo da rosca

d3 - Diâmetro interno da rosca

FA - força externa axial de trabalho;

FM - força tensora de montagem

FMmín - mínima força de montagem requerida pela junta;

Fkerf - mínima força residual de compressão na interface da junta quando em trabalho

FSA - parcela da força externa de trabalho (FA) atuante no parafuso

FZ - perda de pré-carga por relaxamento da junta

MA - Torque de montagem

PG - limite de resistência à compressão do material da contra-peça;

Pmáx - máxima pressão superficial sob a cabeça do parafuso ou sob a porca

P - Passo

RM - Resistência à tração do fixador

Letras Gregas

µg - Coeficiente de atrito na rosca

Φ - fator de carga;

µK - Coeficiente de atrito na cabeça

xiv

P - Resiliência do fixador

S - Resiliência da junta

α - Ângulo de giro do fixador

Abreviações

EMF - Efeito de memória de forma

VIM � Vacum Induction Melt

NiTi - Níquel Titânio

xv

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO 01

2 REVISÃO DA LITERATURA 03

2.1. Material com EMF - Efeito de memória de forma 03

2.2. Efeito pseudo-elástico ou pseudo-elasticidade ou superelasticidade 05

2.3. Aplicações de Materiais superelásticos e com efeito memória de forma 07

2.4. Sistemas de fixação � Introdução teórica 08

2.4.1 Cálculo da mínima força tensora de montagem 10

2.4.2 Pressão superficial 11

2.4.3 Métodos de aperto 12

2.4.3.1 Método de aperto controlado por torque 13

2.4.3.2 Método de aperto controlado por torque x ângulo 14

2.4.3.3 Aperto controlado por limite de escoamento 16

2.4.3.4 Aperto por controle do ângulo de torção 17

2.4.4. Variação das forças de aperto em função do processo de aperto 18

3 MATERIAIS E METODOS 18

3.1. Avaliações da perda de pré-carga no processo utilizado atualmente (sem arruela) 19

3.2. Avaliação da minimização da perda de pré-carga no processo novo (com arruela) 24

3.2.1. Dispositivo para realização dos testes de bancada 28

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES 31

4.1 Avaliação das perdas de pré-carga sem a utilização da arruela em material superelástico 31

4.1.1. Durante a montagem 31

4.1.2. Perdas de pré-carga pós o início de funcionamento do motor 32

4.1.3. Perdas de pré-carga total no sistema atual 35

4.2 Avaliação das perdas de pré-carga com a utilização da arruela em material Superelástico 35 4.2.1 Caracterização do material superelástico com a utilização de medidor de

deslocamento LVDT 35

4.2.2. Cálculo da arruela com material superelástico 37

xvi

4.2.3. Caracterização do material com corpos de prova instrumentados com strain gages 41

5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PRÓXIMOS TRABALHOS 57

REFERÊNCIAS 60

1 INTRODUÇÃO

A aplicação de materiais inteligentes na indústria automobilística vem sendo muito

pesquisada nos últimos anos, principalmente a partir do ano 2000. Suas propriedades mecânicas

como forma, rigidez e freqüência podem ser modificadas a partir da aplicação de temperatura ou

tensão.

Atualmente mais de cem mil patentes de materiais inteligentes estão sendo requeridas ao

redor do mundo, tendo este número dobrado só na última década (Revista SAE, 2009). De acordo

com o artigo �Building in smarter materials�, cerca de 16% das patentes focam em materiais

ferroelétricos e outros 16% em ligas com efeito de memória de forma e superelasticidade,

também conhecidas como materiais inteligentes, cujo tema é foco deste trabalho.

Profissionais de grandes indústrias automobilísticas já estão pesquisando a aplicação deste

tipo de material em diversos componentes. De acordo com a Delphi, a grande aposta do

segmento está no rápido crescimento de atuadores e sensores para conversão de energia. Já, a

General Motors acredita que pode aplicar ligas de níquel titânio na composição de atuadores que

movimentam janelas, trinca de fechaduras, limpadores de para brisa. Para a Ford, uma série de

componentes vem sendo analisada, no entanto, os pesquisadores apontam o alto custo como um

dos obstáculos para sua plena utilização (Revista SAE, 2009).

Imagine corrigir uma pequena batida na porta do seu carro utilizando simplesmente um

secador de cabelo. Se o material da porta do veículo for estampado com um material inteligente

que tenha o Efeito Memória de Forma (EMF), isto seria perfeitamente possível, já que a porta

voltaria à forma original a partir de aquecimento aplicado no local danificado.

As ligas metálicas produzidas com materiais inteligentes têm a capacidade de recuperar a

geometria original ou de desenvolver consideráveis forças de restituição ao se restringir sua

recuperação por meio da imposição de campo de temperatura ou de tensão. Os materiais

inteligentes apresentam uma série de comportamentos termomecânicos particulares entre eles a

Superelasticidade e o Efeito Memória de Forma (EMF).

1

2

A Pseudoelasticidade ou Superelasticidade foi a propriedade que chamou a atenção nestas

ligas metálicas por permitir uma deformação recuperável de até 8% (NiTi), acontecendo à

temperatura e tensão constantes. Em análise, a recuperação corresponde a uma deformação 40

vezes maior que uma liga de aço convencional.

Atualmente, produtos com Superelasticidade podem ser encontrados na área médica e

hospitalar, em implantes, fios ortodônticos, sistema de correção da escoliose, guia-fio para

cateteres e em até hastes de óculos. Outros segmentos também já contam com molas e fixadores

feitos a partir de ligas de níquel titânio.

O objetivo deste trabalho foi iniciar o estudo do uso da liga Ti-50,67at%Ni com efeito

de memória de forma na minimização de perdas de pré-carga axial em juntas fixadas por

parafusos. O estudo foi concentrado na avaliação do comportamento da liga Níquel-Titânio em

relação às cargas de compressão para a possibilidade de utilização na fixação de cabeçote de

cilindros de motores diesel. Além disso, foi feito o levantamento das curvas força x deslocamento

e tensão x deslocamento percentual em cargas de compressão de liga Níquel-Titânio (Ti-

50,67at%Ni) com diferentes tratamentos térmicos.

3

2 REVISÃO DA LITERATURA

A revisão foi direcionada em materiais que apresentam o Efeito Memória de Forma e

Superelasticidade e em sistemas de fixação.

2.1. Material com Efeito de Memória de Forma � EMF

O EMF é a capacidade que certos materiais apresentam de voltarem ao estado ou à forma

original com o aquecimento em temperaturas acima de AF

(temperatura de fim da transformação

da martensita em austenita) após serem deformados plasticamente no estado martensítico. Ligas

convencionais quando deformadas além do seu limite elástico apresentam deformação plástica

permanente.

Fisicamente, o EMF está relacionado à transformação martensítica cristalograficamente

reversível. Apesar de não ser uma condição necessária, a transformação martensítica associada ao

EMF é geralmente termoelástica. Ligas à base de ferro que apresentam o EMF são geralmente do

tipo não termoelástico. A figura 1 (Wayman, 1983) mostra esquematicamente todo o processo de

transformação. Se um monocristal na fase austenítica for resfriado abaixo da temperatura MF

(temperatura de fim da transformação da austenita em martensita), ele se transformará em até 24

variantes (24 planos de hábito cristalograficamente equivalentes) de martensita auto-acomodante,

sem mudança de forma macroscópica. No entanto, se uma tensão (por exemplo, tração) for

aplicada, essa multiorientação tenderá a desaparecer resultando em uma martensita de orientação

única. Schroeder e Wayman (Schroeder, 1977a), estudando monocristal de Cu-Zn, mostraram

que isto era causado pela reorientação das maclas na direção preferencial e também devido à

conversão de certas placas de martensita orientadas desfavoravelmente para aquelas orientadas

favoravelmente. Isto é, a placa com orientação preferencial cresce à custa de outra com a

movimentação da interface martensita-martensita. Como resultado final, das 24 variantes, restará

aquela cuja componente de cisalhamento da deformação de forma permita o máximo de

alongamento da amostra como um todo na direção do eixo de tração. A recuperação de forma ou

a reversão do monocristal de martensita em austenita é obtida com o aquecimento da amostra

acima da temperatura AI (temperatura de início da transformação da martensita em austenita) e na

4

temperatura AF

o ciclo é completo. A esta recuperação de forma é dado o nome de Efeito de

Memória de Forma. A figura 2 mostra de forma esquemática este efeito (Otsuka, 2002).

Figura 1 � Representação esquemática do processo de deformação associado com EMF.

(Wayman, 1983)

5

Figura 2 � Figura ilustrativa do Efeito Memória de Forma em ligas Níquel titânio (Otsuka, 2002)

2.2. Efeito pseudo-elástico ou pseudo-elasticidade ou superelasticidade

É a capacidade de certos materiais recuperarem a forma original após serem deformados

muito além do limite elástico, quando o vínculo é removido (por exemplo, tensão de

compressão). Essa deformação recuperável pode chegar a 8% (NiTi) e acontece à temperatura

constante. É um efeito elástico não linear presente na maioria das ligas que apresentam

transformação martensítica termoelástica. Nessas ligas, se uma tensão mecânica é aplicada em

uma temperatura entre MI

e MD (temperatura máxima na qual a martensita pode ser induzida

mecanicamente), portanto na fase austenítica, a martensita elástica pode ser induzida. Essa

martensita induzida mecanicamente desaparece quando a tensão é removida. A figura 3 mostra de

forma esquemática este efeito. Esse comportamento poderia ser descrito como efeito de memória

de forma mecânica. Uma curva típica de comportamento superelástico é mostrada na figura 4

(Schroeder,1979). O gráfico apresenta dois platôs: o superior correspondente à transformação

6

austenita → martensita e o inferior à transformação reversa martensita → austenita. No platô

superior são nucleadas placas paralelas de martensita induzida por tensão (formação de uma

variante preferencial que permite o máximo de alongamento) que se alongam na direção do eixo

de tração/compressão e na região final, eventualmente, coalescem formando um monocristal de

martensita. Com o alívio da tensão, a curva segue o platô inferior, nucleando placas paralelas de

uma única variante da fase mãe austenítica recuperando a forma original. A recuperação de forma

ocorre porque na temperatura de ensaio, a fase estável é a austenítica. Mais detalhes sobre EMF e

pseudo-elasticidade podem ser encontrados na referência (Otubo, 1996c)

Figura 3 � Figura ilustrativa do efeito superelástico em ligas Níquel titânio (Otsuka, 2002)

7

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

0 2 4 6 8 10

Ten

são

(M

Pa

)

Deslocamento porcentual (%)

Tensão x deslocamento percentual

Figura 4 � Curva de tensão em função da deformação para um material que apresenta pseudo-elasticidade.

2.3. Aplicações de Materiais superelásticos e com efeito memória de forma

As aplicações práticas dos materiais com efeito de memória de forma EMF começaram

realmente na década de 70 com a descoberta da liga NiTi, mais especificamente o Nitinol

(Jackson, 1972). No início, as principais aplicações com essa liga se destinavam ao acoplamento

de tubos hidráulicos de aviões, navios e submarinos e confecção de conectores para cabos

elétricos. Desde então, o avanço tecnológico tem sido grande e aplicações sofisticadas têm sido

desenvolvidas. Na área industrial, além do acoplamento sem solda de tubos (importante nos

setores nuclear e naval), vários dispositivos utilizando o EMF e pseudo-elasticidade foram

desenvolvidos: grampos, rebites, molas, fixadores, dispositivos para irradiação, controladores de

8

janela de estufa, válvulas de radiador termostáticas, vários dispositivos termomecânicos e

termostáticos no setor automotivo, etc. (Humbeeck, J. Van,1992)

2.4. Sistemas de fixação � Introdução teórica (Norma VDI 2230, 2003)

Sempre que um fixador é apertado, uma força de união é gerada por seu alongamento. Ao

mesmo tempo ocorre um encurtamento da junta, sempre proporcional à carga aplicada. Para ser

apertado o parafuso é rotacionado em torno de seu eixo, deslocando-se angularmente em relação

a um referencial fixo. A cada deslocamento angular de 360° no fixador, a soma do alongamento

do fixador e do encurtamento da junta é igual ao passo da rosca. A equação abaixo descreve a

relação ângulo / força tensora na zona elástica:

MSP F P

360

α = Ângulo de giro do fixador

P = Resiliência do fixador

S = Resiliência da junta

P = Passo

FM = Força de montagem

Esta equação é a aplicação da Lei de Hooke no caso específico de uma junta aparafusada. A

relação Força x ângulo tem outras duas fases (assentamento e zona plástica) que não são previstas

pela equação (1) e que podem ser observadas na Figura 5 :

Zona I � Assentamento

Zona II � Zona Elástica Proporcional

Zona III � Zona Plástica

(1)

9

Figura 5 � Curva genérica de força aplicada em função do ângulo de aperto

A força de montagem, na zona de deformação plástica, depende também do rendimento do

fixador no estado combinado de tensões. Ao se apertar o fixador, além da geração de força axial,

ocorre, por ação da força de atrito na rosca engajada e na superfície de assentamento da cabeça,

um momento torçor atuante no fixador, reduzindo sua capacidade de geração de força axial.

Denomina-se de rendimento a relação entre a resistência no estado uniaxial (tração) e a

resistência no estado combinado de tensões (tração + torção) e pode ser equacionado conforme

equações 2 e 3.

Rendimento:

SMM ARF

(2)

SM

M

AR

F

10

Onde:

FM = Força tensora de montagem

RM = Resistência à tração do fixador

As = Área resistiva do fixador

O rendimento depende do coeficiente de atrito na rosca, e pode ser calculado de acordo com

equação 3 abaixo:

2

155,12231

431

1

gd

p

dd

Em que:

µg = Coeficiente de atrito na rosca

d2 = Diâmetro primitivo da rosca

d3 = Diâmetro interno da rosca

Observando a fórmula acima tem-se que o aumento do coeficiente de atrito na rosca reduz o

rendimento do fixador e por conseqüência a capacidade de geração de força tensora no estado

combinado de tensões.

2.4.1. Cálculo da mínima força tensora de montagem

Para que se possam dimensionar os parâmetros de aperto de um fixador, seja qual for o

método de aperto utilizado, é necessário que se conheça a mínima força de montagem requerida

pela junta (FMmín). Assim, torna-se possível dimensionar um fixador de modo que a mínima força

tensora gerada durante a montagem seja superior a esse valor, levando-se em conta a imprecisão

(3)

11

do equipamento utilizado no aperto, a técnica de aperto adotada e a dispersão prevista para as

propriedades mecânicas, geométricas, químicas e dimensionais dos componentes envolvidos.

Para o cálculo da mínima força de montagem requerida pela junta (FMmín), utiliza-se a

equação 4:

ZAf FFFFM 1kermin

Onde:

FMmín = mínima força de montagem requerida pela junta;

Fkerf = mínima força residual de compressão na interface da junta quando em trabalho;

Φ = fator de carga;

FA = força externa axial de trabalho;

FZ = perda de pré-carga por relaxamento da junta;

A partir da equação (4), pode-se concluir que, quanto maior o valor da mínima força

residual de compressão na interface da junta quando em trabalho (Fkerf), do fator de carga, da

força externa axial de trabalho (FA) e/ou da perda de pré-carga por relaxamento da junta (FZ),

maior deverá ser a mínima força tensora necessária na montagem (FMmín).

2.4.2. Pressão superficial

Uma das análises necessárias em uma junta aparafusada é o cálculo da máxima pressão

superficial na região de contato entre a superfície de apoio da cabeça do parafuso (e/ou da porca)

e a contrapeça, cujo limite de resistência à compressão não poderá ser excedido em momento

algum, quer seja na montagem ou em trabalho.

Para o cálculo da máxima pressão superficial, deve-se utilizar a equação 5:

(4)

12

GSAM P

Ap

FFP

max

Em que:

Pmáx = máxima pressão superficial sob a cabeça do parafuso ou sob a porca;

FM = máxima força tensora de montagem;

FSA = parcela da força externa de trabalho (FA) atuante no parafuso;

PG = limite de resistência à compressão do material da contra-peça;

AP = área de contato entre a contra-peça e a superfície de apoio da cabeça do parafuso (e/ou

da porca).

A área de contato entre a contra-peça e a superfície de apoio da cabeça do parafuso (e/ou da

porca) é calculada conforme a equação 6:

22

4DadwAp

Em que:

dw = diâmetro mínimo plano do assentamento da cabeça do parafuso ou da porca;

Da = diâmetro máximo do chanfro da contra-peça.

Em casos onde a contra-peça não possui chanfro, considera-se o diâmetro máximo do furo

de passagem do parafuso.

2.4.3. Métodos de aperto

Foram analisados os Métodos de aperto utilizados atualmente, que estão descritos nos itens

a seguir:

(5)

(6)

13

2.4.3.1 . Método de aperto controlado por torque (Cioto, 2005)

Em um aperto controlado por torque, a força tensora de montagem é totalmente dependente

do raio de atrito (DKM), dos coeficientes de atrito entre a rosca do parafuso e a rosca da contra-

peça (µG) e, principalmente, entre as superfícies de assentamento da cabeça do parafuso e da

contra-peça (µK).

A equação 7, mostra a relação de torque x força:

K

Km

GMA

DdPFM

258,016,0 2

Em que:

MA = Torque de montagem

FM = Força tensora de montagem

P = Passo da rosca

d2 = Diâmetro primitivo da rosca

µG = Coeficiente de atrito na rosca

µK = Coeficiente de atrito na cabeça

Dkm = Raio de atrito teórico da cabeça

A análise da expressão 7 leva a concluir que, apertando-se as juntas aparafusadas com

torque de valor constante, serão geradas forças tensoras com valores variáveis, pela variação dos

fatores µG, µK e DKm.

Os coeficientes de atrito dependem de vários fatores, dentre os quais podem-se destacar a

rugosidade das superfícies (superfície fresada, retificada, etc.), o tratamento superficial (zincado,

oxidado, fosfatizado, etc.) e lubrificação (oleamento/lubrificante).

O raio de atrito pode ser calculado de acordo com equação 8:

(7)

14

22

33

3

2

BK

BKkm

Dd

DdD

Em que:

dk = Diâmetro externo do assentamento da cabeça

DB = Diâmetro do furo de passagem do parafuso

O raio de atrito depende também da geometria da superfície de assentamento da cabeça do

parafuso, que pode variar de côncava a convexa. Uma superfície côncava tende a ter um raio de

atrito maior que uma superfície convexa de mesma dimensão.

2.4.3.2. Método de aperto controlado por torque x ângulo (Cioto, 2005)

Durante o desenvolvimento das técnicas de montagem modernas, o aperto controlado por

torque x ângulo pode ser considerado um enorme avanço em relação ao aperto controlado por

torque, na medida em que se reduz a influência dos coeficientes de atrito na força final.

Pela equação (1), pode-se notar que a força de união FM é obtida pela rotação, estando

relacionada somente ao passo e a resiliência dos parafusos e das placas, grandezas de variações

desprezíveis numa junta aparafusada. Este fato permite a obtenção de força de união, com alta

precisão, durante a montagem com controle por ângulo, quando comparadas aos métodos

tradicionais de aperto por controle de torque.

O aperto por controle de ângulo, pelo seu controle indireto do alongamento permite utilizar

o parafuso na zona plástica, sem prejudicar as suas propriedades mecânicas, permitindo a geração

de elevadas forças tensoras, o que não é possível se o aperto for por controle de torque, pela

impossibilidade de se manter sob controle a deformação plástica. Em processos de

aparafusamento por controle de torque é recomendável não se utilizar mais que 80% do limite de

proporcionalidade do parafuso, enquanto para processos por controle de deslocamento angular

pode-se chegar a 110% de Rp0,2 (limite de proporcionalidade).

(8)

15

Pelo exposto, com a mudança do método de aperto, as forças tensoras geradas durante o

aparafusamento podem ser elevadas em 30% ou até mais, sem qualquer alteração das

propriedades mecânicas dos fixadores.

Em um aperto controlado por torque x ângulo existem basicamente duas fases distintas: o

torque de assentamento e o ângulo de aperto.

O torque de assentamento torna-se necessário para levar o parafuso até a zona de

proporcionalidade entre força e ângulo onde vale a Lei de Hooke, ou seja, para cada incremento

de ângulo existe um incremento de força proporcional. Após o torque de assentamento deve ser

aplicado um ângulo de giro adicional que pode manter o parafuso ainda na zona elástica ou, como

é mais recomendado, atingir a zona plástica. A força gerada no aparafusamento controlada por

torque x ângulo depende do atrito na rosca e na cabeça apenas durante torque de assentamento.

Com a aplicação do ângulo de aperto, ao atingir a zona plástica, a força tensora passa a ser

influenciada novamente pelo coeficiente de atrito na rosca, na medida em que este modifica o

rendimento do fixador no estado combinado de tensões. Outra vantagem está no fato de

podermos aproveitar a máxima capacidade do parafuso, levando-o à zona de alongamento

plástico, com controle sobre a deformação, utilizando a força gerada por encruamento do material

do parafuso com segurança.

Como vantagem comparativa em relação ao aperto controlado por tensão de escoamento, o

aperto controlado por torque x ângulo pode atingir até 100% da força máxima no estado

combinado de tensões, enquanto o aperto controlado por tensão de escoamento trabalha

normalmente em uma faixa entre 80% (Rp0.2 = 0,8 para parafusos classe de resistência 8.8) e 93

% da força máxima (Rp0.2 = 0,93 para parafusos classe de resistência 10.9). Como a força de

montagem no aperto controlado por tensão de escoamento depende do valor de Rp0.2, que por sua

vez está relacionado à composição química do material e ao tratamento térmico, a dispersão de

forças tensoras é geralmente maior neste método em comparação com o aperto controlado por

torque x ângulo na zona plástica (entre 94 e 100% da força máxima no estado combinado de

tensões).

Com isto, ao ser utilizado o aperto controlado por torque x ângulo na zona plástica,

alcançam-se dispersões de força de montagem mínimas, com utilização de parafusos com

16

diâmetros menores aos que seriam utilizados se o aperto fosse controlado por torque ou mesmo

por controle de tensão de escoamento. Portanto, ao se utilizar aperto controlado por torque x

ângulo, tem-se a possibilidade real de reduzir peso e custo, tanto no parafuso quanto na peça a ser

fixada, que em diversos casos tem as suas dimensões alteradas para poder alojar o fixador.

2.4.3.3. Aperto controlado por limite de escoamento (Cioto, 2005)

Para aperto por controle de limite de escoamento, por meio de equipamento eletrônico

apropriado, o ponto de aperto é automaticamente identificado. Isto é feito pela medida simultânea

do torque e do ângulo de rotação e pelo controle da inclinação da tangente da curva torque

/ângulo. Assim que o aperto atingir o limite de escoamento o gradiente cai e a máquina de aperto

automaticamente se desliga. Neste método uma força tensora mínima é sempre alcançada.

Figura 6 � Curva exemplificando a técnica de aperto por limite de escoamento

17

2.4.3.4 . Aperto por controle do ângulo de torção

Um procedimento de aperto foi desenvolvido visando obter informações de cada aperto

individual, por meio das análises do ângulo de torção, conforme patente WO 2007 / 028218 A1.

Este procedimento prevê por meio da medição do torque e do ângulo de deslocamento em

associação ao ângulo de torção a medição de parâmetros que permitem conhecer informações

específicas e individuais de cada junta aparafusada, tais como os coeficientes de atrito (µG e µK)

e o coeficiente de torque (K), permitindo o conhecimento da correta e precisa força de união no

processo de aperto, conhecendo o coeficiente de torque K de cada parafuso. A curva real de uma

fixação feita com esta técnica de aperto é apresentada na figura 7.

-100

-50

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

To

rq

ue (

Nm

)

Angulo(º)

Torque x angulo

Ângulo de torção

Figura 7� Curva exemplificando a técnica de aperto por ângulo de torção.

18

2.4.4. Variação das forças de aperto em função do processo de aperto

Idealmente, as juntas rigidamente fixadas por parafusos deveriam ter as forças de aperto

mantidas em cada parafuso até o final de sua utilização e, com pequenas variações (de força de

aperto) entre os parafusos de um mesmo conjunto. No entanto, ensaios comprovam que a

variação das forças de aperto, nos processos atuais de fixação, é muito grande conforme indicada

a seguir:

aperto por torque: de +/- 25% a +/- 50 %,

aperto por torque x ângulo: de +/- 10% a +/- 25%,

aperto por limite de escoamento: de +/- 10% a +/- 25%,

aperto por controle de ângulo de torção: de +/- 5% a +/- 10%.

Além desta variação associada ao processo de aperto, após a aplicação das forças de aperto

nas juntas rigidamente fixadas por parafusos, é esperada uma perda de pré-carga de

aproximadamente 30%. Ou seja, se se aplica 100 kN ter-se-á efetivamente 70 kN de força

resultante após algumas horas de utilização. Esta perda é devido à acomodação dos picos de

usinagem da rosca e da face de assentamento da cabeça do parafuso, das deformações plásticas

dos componentes envolvidos, do "endireitamento" do batimento do parafuso, da velocidade do

fuso de aperto, efeito das forças externas de atuação e dilatação térmica do conjunto.

3 MATERIAIS E METODOS

Com base nas informações apresentadas no capítulo 2 foi possível entender que mesmo

com a aplicação dos métodos mais avançados de aperto não se consegue diminuir as perdas de

pré-carga após a aplicação da força de aperto.

Espera-se que com o emprego de uma arruela com material superelástico possa-se

minimizar ou até eliminar as perdas de pré-carga. A seguir demonstra-se de forma esquemática,

19

como foi avaliada a perda de pré-carga com processo utilizado atualmente e a caracterização do

material para a construção da arruela feita com material superelástico.

3.1. Avaliações da perda de pré-carga no processo utilizado atualmente (sem arruela)

Utilizou-se como base de estudo um motor diesel com cilindrada de 9.3 l, com cabeçote de

cilindros com 4 válvulas por cilindro, sistema de injeção eletrônico com capacidade máxima de

injeção de combustível de 2200 bar e 200 bar de pressão de combustão. Este motor utiliza 26

parafusos M15X2X180 classe de resistência 10.9 modificado com limite de elasticidade mínimo

de 1000 N/ mm2, podendo gerar forças de 114kN a 131kN para fixação do cabeçote.

A perda de pré-carga acontece em duas etapas distintas:

- Logo após a montagem

- Após o início de funcionamento

A primeira etapa da avaliação da perda de pré-carga foi medida com o motor antes do

funcionamento, registrando-se a aplicação da sequência de aperto e a conseqüente aplicação da

força. Este acompanhamento foi feito com a instrumentação do parafuso com �strain gage�

conforme indicado na figura 8 e a perda de pré-carga foi registrada com o equipamento Lynx

ADS 2000, indicado na figura 14. A leitura da força ao longo do tempo foi feita até que as forças

de aperto ficassem estáveis. Foi avaliado o parafuso 18 da sequência de aperto indicada na figura

13.

Figura 8 � Parafuso M15x2 instrumentado com strain gage

20

A segunda etapa da avaliação da perda de pré-carga foi medida após o funcionamento do

motor. Para fazer a medição foi necessário construir a curva característica força x alongamento

do parafuso.

Para a construção da curva característica (força x alongamento) do parafuso, as forças de

aperto foram aplicadas ao parafuso pelo DTT (figura 10) e os alongamentos correspondentes

foram medidos por ultrassom (figura 11). Foi registrado um número significativo de pontos (40

pontos) para o levantamento da curva. Para que o equipamento de ulrassom funcionasse

adequadamente foi necessário fazer a usinagem do parafuso de acordo com a figura 8.

Figura 9 � Características geométricas para utilização do parafuso na leitura de alongamento no equipamento de ultrassom.

O DTT é composto por uma célula de carga dupla com monitoração por Strain-Gage,

dispositivo para medição de ângulo tipo �Encoder�, motor/redutor Bosch para acionamento do

sistema, sistema de movimentação dos motores e sistema de aquisição de dados Spider 8 HBM.

A célula de carga possibilita medir a força tensora, o torque total, o torque na cabeça e torque na

rosca. Equipada com transdutores tipo strain gages a célula de carga é montada em um cabeçote

fixo e projetada para receber uma série de dispositivos especiais (pinças , cones etc. ). O encoder

127 MIN PARA O COMPRIMENTO DE ROSCA

MINIMO PARA O ASSENTAMENTO

21

é um dispositivo para medição de ângulo de giro do parafuso em ensaio. Mede ângulo pôr disco

óptico interno com saída de sinal em formato de �trem de pulsos� .

Figura 10 � Equipamento determinador de torque tensão - DTT

O procedimento para medição com o ultrassom começa basicamente no transmissor que

emite os pulsos ao longo do corpo do parafuso, que viajam pelo fluido de ligação entre o

transmissor e o parafuso, passam pelo material do corpo do parafuso indo e voltando ao ponto

inicial, conforme indicado na figura 12.

Mensurando o tempo necessário para o pulso percorrer o trajeto de ida e volta e utilizando a

velocidade do som no material do parafuso, o equipamento calcula o comprimento do parafuso.

Na tabela 1 estão indicados os detalhes do equipamento.

Figura 11 � Equipamento de ultrassom � Bolt Gage 3

22

Figura 12 � Caminho da onda de ultrassom até o final do parafuso

Tabela 1 - Detalhes do equipamento de ultrassom

Princípio Pulsos de ultrassom

Freqüências de trabalho 1 - 15 MHz

Entradas funções alfanuméricas

Compensação temperatura Automática ou manual

Função osciloscópio Identificação do comprimento final do parafuso

Calibração Automática com padrão pré ajustado

Capacidade de

comprimentos de parafusos 19mm to 11.4m.

Resolução digital

(.0002mm) (de 19mm até 508mm)

(.002mm) (de 19mm até 2.540m)

(.02mm) (de 19mm até 11.4m)

A curva força x alongamento foi utilizada para a determinação das forças de aperto

exercidas pelo parafuso ao longo do tempo. Mediram-se os alongamentos com o ultrassom e pela

curva característica foi levantada a força de aperto do parafuso. A grande vantagem deste método

de cálculo de força de aperto é poder acompanhar a variação da força de aperto ao longo dos

testes sem a desmontagem do motor. A sequência de montagem dos parafusos no cabeçote esta

indicada na figura 13.

23

Figura 13 � Vista superior do cabeçote indicando a seqüência de montagem dos 26 parafusos do cabeçote (do centro para fora) do motor I6

Foram registradas as forças de aperto em função dos alongamentos medidos nos parafusos

após 30 minutos de teste de avaliação para a aprovação do motor na linha de montagem. Depois

desta avaliação o motor foi submetido a teste de termochoque, cujo ciclo de testes está indicado

na figura 14. Este procedimento iniciou-se com o motor em marcha lenta (1000rpm) por 30

segundos sem carga no dinamômetro e apresentou temperaturas da água entre 15°C e 40°C por

um tempo de 30 segundos. Após os 30 segundos passou-se a aplicar carga ao motor através de

dinamômetro fazendo com que o motor chegasse a plena carga atingindo a temperatura de 110°C.

Quando atingido a temperatura de 110°C abriu-se a entrada de água fria no motor, fazendo com

que a temperatura caísse até 75°C. Ao atingir os 75°C fechou-se a saída de água fria para que a

temperatura subisse novamente até os 110°C. Esta sequência foi repetida até o terceiro pico de

110°C, quando foi retirada a carga do motor até voltar novamente em marcha lenta e a água foi

resfriada até atingir temperaturas entre 15°C e 40°C. Os choques térmicos foram realizados no

menor tempo possível.

O motor rodou por 100 horas e foram registradas as forças de aperto com 25, 50 e 100

horas de funcionamento. O ciclo de teste termochoque foi aplicado por ser considerado o mais

indicado para validação de juntas de cabeçote e analise de forças de aperto dos parafusos. Todas

as medições foram feitas com o motor frio.

24

a

Figura 14 � Ciclo de teste em procedimento de termochoque que é utilizado para validação de

juntas de cabeçote 3.2. Avaliação da minimização da perda de pré-carga no processo novo (com arruela)

Iniciou-se com a caracterização da arruela com material em superelástico. Os ensaios foram

realizados com a liga NiTi: VIM 51 de composição Ti50,67%Ni. A porcentagem é atômica e

portanto, levemente rica em níquel. O lingote é oriundo de fusão em forno de indução a vácuo

(VIM) feita na Villares Metals SA. A Figura 15 mostra o lingote VIM 51 de 90mm de diâmetro e

peso em torno de 20kg. A Figura 16 mostra o lingote sendo aquecido (850°C) para posterior

laminação a quente, Figura 17. A Figura 18 mostra as barras laminadas no diâmetro de 30 e

15mm a partir do qual as amostras foram retiradas para os ensaios. A laminação do lingote foi

feita na empresa Multialloy Metais e Ligas Especiais Ltda. A análise por DSC dos lingotes de

partida indicam que as temperaturas de transformação martensítica são: Mi=55°C, Mf=28°C e

Ai=36°C e Af=58°C.

25

Figura 15 � Lingote de partida � 90 mm de diâmetro

Figura 16 � Lingote de partida � aquecimento a 850°C/1h para laminação a quente

Figura 17 � Laminação a quente da barra

26

Figura 18 � Barras laminadas, diâmetro de 15mm. A arruela com material superelástico foi projetada após a realização dos ensaios de

compressão, cujo objetivo foi a construção da curva característica à compressão (força x

deslocamento e tensão x deslocamento percentual).

A primeira etapa dos ensaios de compressão foi feita em Máquina de Ensaios Servo-

Hidráulica com controlador eletrônico de carga, com capacidade de 25 toneladas e com a

utilização do WA T - Transdutor indutivo padrão de deslocamento (LVDT), conforme indicado

na figura 19 A e B.

27

Figura 19 A e B � Fotos do ensaio de compressão da liga VIM 51em temperatura ambiente.

Estes ensaios foram feitos utilizando-se somente o LVDT para avaliação das deformações

dos corpos de prova.

A segunda etapa dos ensaio de compressão foi feita em máquina de tração e compressão

BLH com capacidade para 2000 kN pertencente ao Instituto Tecnológico de Aeronáutica. Foram

utilizadas duas células de carga de capacidades de 250kN e 500kN e medidor de deslocamento da

Vishay, conforme mostrado na figura 20.

Figura 20 � Máquina de tração e compressão BLH com capacidade de 2000kN, medidor de

deslocamento Vishay e células de carga da HBM

LVDTCélula

de carga

28

Nos ensaios da segunda etapa os corpos de prova foram instrumentados com strain gages

conforme mostrado na figura 21.

Figura 21 � Corpos de prova com strain gage colado

3.2.1. Dispositivo para realização dos testes de bancada

Com objetivo de avaliar a minimização da perda de pré-carga foi projetado o dispositivo

mostrado na figura 22. O dispositivo permitiu ter o controle do comprimento alongado do

parafuso através das placas A e B, ou seja, ao se deslocar a placa �A� com relação à placa �B� foi

simulada a perda de pré-carga que ocorre no motor em funcionamento. Os parafusos utilizados no

dispositivo foram os mesmos parafusos que são utilizados no motor em estudo. A arruela foi

montada no parafuso 5. O parafuso 5 e a arruela foram instrumentados com strain gages para

registrar as deformações do parafuso e da deformação da arruela com material superelástico.

O teste foi feito com a aplicação de 100 kN ao parafuso 5. A perda de pré-carga é simulada

com a alteração da distância entre as placas �A� e �B� que foi induzida através do aperto dos

parafusos 1, 2, 3 e 4. Ao aplicar os 100 kN as colunas C,D,E e F não se movimentam pois as

molas colocadas no final de cada coluna foram projetados para suportar cargas de até 130 kN

(32,5 kN por coluna). A movimentação da placa �A� com relação à placa �B� só foi possível com

o aperto dos parafusos 1 (coluna E), 2 (coluna F), 3 coluna (D) e 4 (coluna C). O controle da

distância deslocada entre as placas �A� e �B� foi feito com transdutor de deslocamento com caixa

cilíndrica linear (Gefran PZ 34).

Os strain gages utilizados foram os CEA-13-125UW-120 da Marca MM - Micro measuments Division Permitem deformações de até 5% Cola utilizada:Super bonder 496

29

Ao aplicar os 100 kN ao parafuso 5 o parafuso foi tracionado e a arruela comprimida,

conforme indicado na figura 23. Após a estabilização da força de aperto aplicada pelo parafuso,

foi feita a movimentação entre as placas �A� e �B� para simular a perda de pré-carga no parafuso

e registrar o efeito da arruela no sentido de minimizar ou eliminar a perda inserida pela

movimentação das placas. Com o controle da distância deslocada entre as placas A e B foi

calculado teoricamente (utilizando o deslocamento e a resiliência do parafuso) quanto de pré-

carga deveria se ter com o deslocamento aplicado e verificado pela instrumentação do parafuso o

quanto ele perdeu de pré-carga efetivamente. Foi feito então um comparativo entre o que perdeu

e o quanto ele deveria ter perdido em função do deslocamento aplicado.

Figura 22 � Ilustração do dispositivo para avaliação da minimização das perdas de pré-carga pela

arruela construída com material superelástico

30

Figura 23 � Ilustração do dispositivo indicando o alongamento do parafuso e a compressão da

arruela

O acompanhamento da variação das forças de aperto ao longo do tempo no parafuso, a

deformação de compressão aplicada à arruela e o deslocamento entre as placas A e B do

dispositivo são registrados com o equipamento Lynx ADS2000, figura 24.

Figura 24 � Aparelho Lynx ADS 2000 para aquisição das forças de aperto, deformação de

compressão da arruela e deslocamento da placa �A� em relação à placa �B� ao longo do tempo

Compressão da arruela

Alongamento do parafuso

31

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES

Foram feitas avaliações das perdas de pré-carga sem a utilização de material superelástico

para a possível minimização e com a utilização da arruela.

4.1. Avaliação das perdas de pré-carga sem a utilização da arruela em material

superelástico

Foram feitas avaliações da perda de pré-carga durante a montagem do parafuso no motor e

após a rodagem do mesmo motor.

4.1.1. Durante a montagem

Foi registrada a perda de pré-carga inicial, ou seja, logo após aplicação do torque em

etapas, conforme mostrado na figura 25. Foi observado que logo após a aplicação de cada etapa

de aperto (60Nm + 150Nm + 204Nm + 110º ) estabelecida para este parafuso, instantaneamente

observa-se uma perda de carga. Após a aplicação de todas etapas de torque ainda houve uma

perda de pré-carga de aproximadamente 9% até que as forças se estabilizem.

32

Figura 25 � Perda de pré-carga ao longo do tempo - Amostra de um parafuso referente a um motor de 9,3 litros

4.1.2. Perdas de pré-carga sem a utilização da arruela em material superelástico após o

inicio de funcionamento do motor

Para a avaliação da perda de pré-carga ao longo do tempo com a utilização do equipamento

de ultrassom houve a necessidade de construir a curva característica força x alongamento do

parafuso.

Foi levantado um número significativo de pontos, força (DTT) x alongamento (Ultrassom)

para a construção da curva, conforme figura 26. Foi feita também a curva força x alongamento

percentual, conforme figura 27.

0

20

40

60

80

100

120

140

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Fro

ça(k

N)

Tempo (segundos)

Força x tempo

110º - etapa final do torque

204Nm150Nm

60Nm

9% de perda de précarga

33

Figura 26� Curva característica força x alongamento do parafuso

Figura 27 � Curva característica força x alongamento percentual do parafuso

0102030405060708090

100110120130140

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6

Fo

rça

(k

N)

Alongamento (mm)

Força x alongamento

0102030405060708090

100110120130140

0 0,2 0,4 0,6 0,8

Fo

rça

(k

N)

Alongamento percentual (%)

Força x alongamento percentual

34

Os resultados encontrados estão de acordo com o esperado para as deformações percentuais

de aços convencionais, ou seja, considerando-se como limite de proporcionalidade 0,2% de

alongamento.

Os valores levantados foram usados para o cálculo das forças de aperto durante os testes do

motor em dinamômetro.

O motor rodou em teste de termochoque por 100 horas e foram registradas as forças de

aperto com 25, 50 e 100 horas de funcionamento. Todas as medições foram feitas com o motor

frio e estão registradas na tabela 2.

Tabela 2 - Perda de pré-carga de 26 parafusos do cabeçote do motor D08804640 com 9,3 litros de

cilindrada

MontagemTeste de produção

25 horas 50 horas 100 horas

kN kN kN kN kN %

1 124 111 106 105 103 172 123 112 105 105 104 153 123 111 106 105 104 154 121 110 101 101 100 175 120 109 102 100 99 186 135 122 117 116 115 157 129 116 109 109 109 168 128 114 107 106 105 189 130 115 109 108 107 1710 126 114 109 108 107 1511 130 123 117 117 117 1012 132 120 111 111 111 1613 125 112 104 104 103 1714 126 113 109 108 107 1515 129 118 111 111 111 1416 130 117 109 108 106 1817 129 116 109 108 108 1618 128 116 109 109 108 1519 126 117 110 109 109 1420 128 115 109 107 105 1821 127 116 107 107 107 1622 132 121 116 115 113 1523 133 121 112 112 111 1624 131 119 113 113 114 1325 129 117 107 108 108 1626 127 117 109 108 107 15

Média 128 116 109 108 108 16

Parafuso

Força

Perda de pré-

carga

35

Foi observada uma perda de pré-carga de 9,37% entre a montagem e o teste de produção,

6,03 % entre o teste de produção e as primeiras 25 horas em teste de termochoque, 0,92 % entre

25 horas e 50 horas de teste e entre 50 horas e 100 horas de teste não se observou queda média

das forças de aperto. A perda de pré-carga média foi de 16%.

4.1.3. Perdas de pré-carga total no sistema atual sem a arruela em material superelástico

A perda total de pré-carga é a soma das perdas registradas nas duas etapas, ou seja, a perda

logo após a montagem e a perda após os testes de dinamômetro.

Para o motor em estudo foram encontrados valores de pré-carga de 9% logo após a

montagem do motor e valores entre 15% e 18 % após a rodagem do motor.

O valor total da perda de pré-carga até 100 horas de funcionamento foi de 24 % a 27%.

4.2. Avaliação das perdas de pré-carga com a utilização da arruela em material

superelástico

A partir de barras oriundas do lingote VIM 51 foram preparados amostras para os ensaios

de compressão e confecção da arruela

4.2.1 Caracterização do material superelástico com a utilização de medidor de

deslocamento LVDT

Nos ensaios de compressão foram levantadas as curvas força x deslocamento e tensão x

deslocamento percentual usando o LVDT para medição do deslocamento. Antes do ensaio de

compressão, a amostra foi solubilizada a 850º C por 30 minutos e resfriado em água. O corpo de

prova foi usinado com as seguintes dimensões: diâmetro de 9,215 mm e comprimento de 8,933

mm. Após a usinagem, foi feito novo tratamento térmico de 150ºC por 15minutos e resfriado em

água para alívio de tensões. O resultado do ensaio esta apresentado na Figura 28.

36

Figura 28 � Força x deformação da liga VIM 51 feito a temperatura ambiente até carga de 75 kN

Verifica-se que para uma carga de 75kN o material sofreu uma compressão de quase

0,5mm ou aproximadamente 5,5% de deformação. Com o alívio da carga, houve uma

recuperação de forma retornando a 0,14mm ou deformação residual de aproximadamente 1,5%.

Infelizmente este resultado está errado, pois se descobriu posteriormente que o LVDT estava

superestimando à deformação. A deformação real é em torno de quatro vezes menor.

Visando obter a propriedade de superelasticidade da arruela, o corpo de prova foi

submetido ao tratamento térmico de 850º C por 30 minutos e resfriado em água e em seguida foi

aplicado o tratamento térmico de memorização a 450º C por 30 minutos e resfriado em água. Na

verdade é um tratamento de envelhecimento.

Após o tratamento térmico de memorização foram realizados novos ensaios de força x

deslocamento com forças de aperto de 105kN, pré-fixadas. Esta é a carga de aperto dos

parafusos. A figura 29 mostra o resultado da forças x deslocamento até 105kN. Verifica-se que

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

Fo

rça

(k

N)

Deslocamento (mm)

Força x deslocamento (75kN)

37

houve uma mudança considerável no formato da curva tendendo para o material após

envelhecimento a 450°C por 30 minutos com a ressalva de que existe um erro de medida no

deslocamento.

Figura 29 � Força x deformação da liga NiTi em temperatura ambiente até 105 kN

4.2.2. Cálculo da arruela com material superelástico

Considerando que é utilizado a força de 100kN e que as tensões são da ordem de 1290

N/mm2, para se obter as deformações desejadas na arruela (0,64mm) projetou-se a arruela com

uma seção reta de 77,4 mm2 correspondendo a um diâmetro interno de 16,2 mm e diâmetro

externo de 19,0 mm. O comprimento útil, de área 77,4 mm2, que sofre as deformações de

compressão foi definido em 8,0mm para conseguir a deformação esperada de 0,64 (que

corresponde a 8% de deformação) conforme esquematizado na Figura 30. A arruela foi feita com

0

20

40

60

80

100

120

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9

Fo

rça (k

N)

Deslocamento (mm)

Força x deslocamento

38

perfil de um carretel no sentido de não ultrapassar o limite de escoamento nas contra-peças

(parafuso e dispositivo). A arruela está mostrada na Figura 31. A arruela foi usinada a partir de

barra de 30 mm de diâmetro. Vale ressaltar que houve dificuldades na usinagem devido à alta

resistência do material gerando alto desgaste nas ferramentas de corte.

Figura 30 � Desenho da arruela tipo carretel Figura 31 � Arruela em NiTi

Avaliação da arruela

A arruela foi instrumentada com strain gage e montada no dispositivo e conforme

seqüência de testes estabelecida anteriormente, ou seja, aplicado os 100kN ao parafuso 5

(parafuso central) do dispositivo foi medido em tempo real as deformações ocorridas na arruela e

no parafuso. Em seguida, os parafusos laterais foram aliviados simulando a perda de carga no

parafuso central.

Para o parafuso foi estabelecida a deformação para gerar os 100 kN e considerando:

Tensão = deformação (µstrain) x módulo de elasticidade (MPa) e

Força = deformação x módulo de elasticidade x área de colagem do Strain gage (mm2)

O módulo de elasticidade utilizado para o parafuso foi 203000 MPa e área da região de colagem

do strain gage de 145 mm2 . A deformação esperada para alcançar os 100kN foi de 3397 µstrains.

39

Figura 32 � Gráfico de deformação (µstrain em função do tempo) para arruela e o parafuso com o

comportamento da arruela na recuperação da perda de pré-carga

A parte superior do gráfico da figura 32 representa as deformações encontradas no parafuso

e a parte inferior representa as deformações de compressão da arruela. A deformação encontrada

na arruela para as cargas de 100kN não correspondeu aos resultados de deformação que foram

encontrados nos ensaios tensão x deslocamento feitos com o LVDT. Para as tensões aplicadas de

1290 N/mm2 na qual deveria se ter aproximadamente 7,6 % de deformação, encontrou-se

aproximadamente 0,62% (6200µstrain) o que comprova o erro de leitura no LVDT. Vale

salientar que a arruela recuperou a forma voltando a zero conforme pode ser observado no gráfico

da Figura 32 após o alívio da carga no parafuso central.

40

Figura 33 � Gráfico de força e deslocamento

Foram feitos cálculos da força de aperto com a utilização da resiliência do parafuso e o

deslocamento registrado para a perda de pré-carga que foi simulada nos trechos da curva AB, BC

e CD indicados na figura 33. Este cálculo foi feito dividindo-se o deslocamento registrado pela

resiliência do parafuso. Os deslocamentos encontrados nos trechos AB, BC e DC foram 0,04mm,

0,11mm e 0,10mm, respectivamente. Utilizando a resiliência calculada de 0,000007 mm/N (δ= L

(comprimento)/E(modulo elasticidade) x área), foram obtidas as forças para o trecho AB (5714N)

, trecho BC (15714N) e trecho CD (14286N). Comparando-se estas forças às medidas com strain

gage no trecho AB (5833N) , trecho BC (15833N) e trecho CD (14166N) não foi observado

nenhum ganho. As diferenças existentes entre elas foram consideradas desprezíveis. Confirma-se

assim que não houve a minimização das perdas de pré-carga simuladas. Como os resultados

encontrados não corresponderam aos resultados encontrados nos ensaios de compressão feitos

com o LVDT, produziu-se novas amostras para avaliação de deformação com instrumentação por

strain gages.

AB

C

D

41

4.2.3. Caracterização do material com corpos de prova instrumentados com strain gages

A partir desta deste ponto, foi iniciada uma nova etapa com novas amostras envolvendo

tratamento de solubilização e envelhecimento e executando-se os ensaios de compressão com

strain gage coladas à amostra. A Tabela 3 mostra os ensaios realizados de tratamento térmico nas

novas amostras.

Tabela 3 � Tratamento térmico de solubilização e envelhecimento em novas amostras da liga

VIM 51.

O ensaio de compressão foi iniciado com a amostra 2 (750°C_450°C) com célula de carga

de até 250kN. Os resultados de medida da deformação no corpo de prova e aquele obtido pelo

LVDT podem ser vistos na Figura 34. Neste ensaio objetivou-se alcançar os 120kN necessários

simulando necessidade de carga de aperto no parafuso. Dois fatos devem ser observados neste

ensaio: a comprovação da diferença na deformação nos dois métodos de medida. A deformação

real é muito menor que a deformação medida no LVDT, portanto superestimando a deformação e

comprovando resultado encontrado no ensaio de compressão da arruela. Esta diferença foi devida

às acomodações de folgas e deformações que ocorrem nas contra-peças do equipamento que

aplica a carga. O segundo aspecto se refere à carga de 120kN que provoca uma deformação real

relativamente pequena, um pouco acima de 10.000µstrain (1%). Para esta deformação, a

recuperação foi total. Os ensaios que se seguiram foram sempre feitos com o strain gage para a

medição das deformações.

Solubilização EnvelhecimentoAmostra Temperatura Temperatura

1 750°C não

2 750°C 450°C

3 750°C 500°C

4 750°C 550°C

5 850°C não

6 850°C 450°C

7 850°C 500°C

8 850°C 550°C

42

Figura 34 � Ensaio de compressão na amostra 2 - 750ºC/450°C � LVDT x strain gage

A segunda amostra ensaiada foi a amostra 1, simplesmente solubilizada 750ºC

(comprimento inicial de 25,7 mm e diâmetro de 13,65 mm). Objetivou-se nesta amostra atingir

4% de deformação independente da carga alcançada. Neste aspecto, a célula de carga de 250kN

foi substituída por uma de 500kN. Conforme pode ser observada na Figura 35, a amostra

solubilizada apresentou comportamento de um material parcialmente martensítico. Isto é

previsível uma vez que a temperatura Mi desta amostra é de 55°C e o ensaio foi feito a

temperatura ambiente em torno de 25°C. Observe se que mesmo assim, houve uma recuperação

de forma de 2,5% para uma deformação total de quase 4%. A tensão máxima atingida foi pouco

acima de 1.000MPa.

0

20

40

60

80

100

120

140

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000

Fo

rça

(k

N)

Deslocamento (µ strain)

Força x deslocamento

750_450_3

LVDT

43

Figura 35 � Ensaio de compressão na amostra um solubilizada a 750ºC por uma hora

Em seguida foi testada a Amostra 3, solubilizada a 750°C por 1 hora e envelhecida a 500°C

por 30 minutos. O objetivo era atingir deformação de até 5%.

Conforme pode ser visto na Figura 36, houve um descolamento do strain gage ao se atingir

uma deformação de 2,17%. Independente deste descolamento, pode se verificar também uma

carga de compressão extremamente alta, 320kN, gerando tensões de aproximadamente 2.200

MPa. Uma série de ensaios se seguiu e os mesmos problemas de descolamento dos strain gage

aconteceram. A partir deste ponto duas providências foram tomadas. Decapagem das amostras

para remoção dos óxidos e colagem com cola especial que suporte grandes deformações. Deve-se

observar que nos ensaios convencionais, a deformação é feita no regime elástico e, portanto, com

deformações máximas de 1%.

0

200

400

600

800

1000

1200

0 1 2 3 4

Ten

são

(M

Pa

)

Deformação (%)

Força x deformação

Solubilizado 750 3%

Figura 36� Ensaio de compressão na amostra 3 solubilizada a 750°C por 1 hora e envelhecida a

500°C por 30 minutos.

Outra amostra a ser analisada foi a Amostra 4 solubilizada a 750°C por 1 hora e

envelhecida a 550°C.

Conforme pode ser observado na Figura 37, esta amostra apresentou recuperação completa

após deformação um pouco acima de 3%. Isto é, apresentou caracterís

com potencial para atender o projeto havendo a necessidade de mais estudos para que a

inclinação do patamar seja menor e a tensão de descarregamento mais alta.

44

Ensaio de compressão na amostra 3 solubilizada a 750°C por 1 hora e envelhecida a

Outra amostra a ser analisada foi a Amostra 4 solubilizada a 750°C por 1 hora e

Conforme pode ser observado na Figura 37, esta amostra apresentou recuperação completa

após deformação um pouco acima de 3%. Isto é, apresentou características de superelasticidade

com potencial para atender o projeto havendo a necessidade de mais estudos para que a

inclinação do patamar seja menor e a tensão de descarregamento mais alta.

Ruptura da cola

Ensaio de compressão na amostra 3 solubilizada a 750°C por 1 hora e envelhecida a

Outra amostra a ser analisada foi a Amostra 4 solubilizada a 750°C por 1 hora e

Conforme pode ser observado na Figura 37, esta amostra apresentou recuperação completa

ticas de superelasticidade

com potencial para atender o projeto havendo a necessidade de mais estudos para que a

45

Figura 37 � Ensaio de compressão na Amostra 4 solubilizada a 750°C por 1 hora e envelhecida a

550°C por 30 minutos

A mesma amostra foi sujeita a uma deformação maior de até 4%. Observe-se na Figura 38

que para esta deformação houve um aumento da tensão aplicada que passou de aproximadamente

850MPa (120kN) a 3% de deformação para um pouco acima de 1.200MPa (180kN) a 4%. Além

disso, apresentou uma deformação não recuperada de quase 1,5%, isto é, a amostra apresentou

comportamento parcialmente superelástico.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 1 2 3 4

Ten

são

(M

Pa

)

deformação percentual (%)

Tensão x deformação percentual

750_550_1

46

Figura 38 � Ensaio de compressão da Amostra 4 solubilizada a 750°C e envelhecida a 550°C por

30 minutos ensaiada pela segunda vez.

A Figura 39 (forçaxdeslocamento) e Figura 40 (tensãoxdeformação) resumem os ensaios de

compressão para amostras solubilizadas a 750°C evidenciando o efeito do tratamento de

envelhecimento. Observa-se que para uma mesma composição, o tratamento de envelhecimento

permite que o material mude de comportamento martensítico para comportamento superelástico.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 1 2 3 4

Ten

são

(M

Pa

)

deformação percentual (%)

Tensão x deformação percentual

750_550_2

47

Figura 39 � Resumo dos ensaios de compressão das amostras solubilizadas a 750°C � Força x

deformação

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

Fo

rça

(k

N)

Deformação (µ strain)

Força x deformação

750_450_2

750_550_1

750_550_2

Solubilizado 750 3%

48

Figura 40 � Resumo dos ensaios de compressão das amostras solubilizadas a 750°C � tensão x

deformação.

A seguir foram realizados ensaios de compressão em amostras solubilizadas a 850°C,

Amostra 5 objetivando deformação entre 3 a 4%.

Conforme pode ser observado na Figura 41, a amostra simplesmente solubilizada a 850°C

apresentou comportamento semelhante a aquela solubilizada a 750°C apresentando uma

deformação residual de 1,8% para uma deformação total de 3,5%. A tensão máxima atingida foi

de 1.000MPa (~150kN).

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 1 2 3 4

Ten

são

(M

Pa

)

Deformação percentual (%)

Tensão x deformação percentual

750_450_2

750_550_1

750_550_2

Solubilizado 750 3%

49

Figura 41 � Ensaio de compressão da Amostra 5 solubilizada a 850°C.

A Figura 42 apresenta os resultados do ensaio de compressão da Amostra 6, solubilizada a

850°C e envelhecida a 450°C. As características desta amostra são de um material superelástico,

apresentando grandes deformações (3%), voltando ao estado inicial sem deformações

permanentes e com a formação de patamar com potencial para atender ao projeto de arruela de

recuperação.

0

200

400

600

800

1000

1200

0 1 2 3 4

Ten

são

(M

Pa

)

Deformação percentual (%)

Tensão x deformação percentual

Solubilizado 850

50

Figura 42 � Ensaio de compressão da Amostra 6 solubilizada a 850°C Por 1 hora e envelhecida a

450°C por 30 minutos.

A Figura 43 resume os resultados da amostra solubilizada a 850°C por 1 hora e da amostra

solubilizada e envelhecida a 450°C evidenciando a modificação no perfil da curva de

carregamento e de descarregamento.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 1 2 3 4

Ten

são

(M

Pa

)

Deformação percentual (%)

Tensão x deformação percentual

850_450_1

51

Figura 43 � Resumo dos ensaios de compressão das amostras solubilizadas a 850°C por 1 hora e

da amostra solubilizada e envelhecida a 450°C

O caráter parcialmente martensítico e parcialmente superelástico está relacionado a

temperatura de transformação deste material. A temperatura de início da transformação

martensítica está acima da temperatura ambiente e a temperatura de fim da transformação

martensítica reversa Af está acima de 50°C. A superelasticidade completa acontece acima da

temperatura Af e abaixo da temperatura Md. Acima da temperatura Md, a deformação é uma

deformação plástica convencional. Além do fato deste material ser parcialmente martensítico a

temperatura ambiente, o ensaio de compressão induz uma reação endotérmica abaixando ainda

mais a temperatura da amostra, isto é, indo para temperaturas em que a martensita é a fase

estável, justificando a deformação residual após o alívio da carga.

Para confirmar as observações acima, mais duas experiências foram feitas. A primeira

experiência foi o ensaio de tração em um fio de 3mm de diâmetro proveniente do mesmo lingote

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

Fo

rça

(k

N)

Deformação (µ strain)

Força x deformação

850_450_1

Solubilizado 850

52

VIM 51. Este fio foi obtido através do processo de trefilação, solubilizado a 850°C por 1 hora e

envelhecido a 450°C por 30 minutos seguindo o que fora feito nas amostras de ensaio de

compressão. O ensaio de tração foi feito numa máquina Instron, modelo 5500R com célula de

carga de 150kN e acoplado a uma câmara ambiental permitindo ensaios em temperaturas

diferentes. As temperaturas de ensaio foram 35, 40 e 60°C. A deformação foi medida com

extensômetro acoplada à amostra.

A Figura 44 mostra os resultados deste ensaio. Confirmando os dados anteriores de ensaio

de compressão e dados das temperaturas de transformação, a temperatura de 35°C, a amostra

apresenta características de material no estado martensítico, isto é, o material apresenta

deformação residual em torno de 1,5% após deformação de 4%. Esta deformação foi

completamente recuperada após aquecimento a 200°C por 10 minutos. Já no ensaio feito a 40°C,

o material apresenta característica superelástica apresentando patamar de deformação e uma

recuperação praticamente completa com o alívio da carga. A deformação em temperatura maior

de 60°C apresentou deformação plástica permanente significando que esta temperatura está acima

da temperatura Md. Outro fato que deve ser observado é que a tensão para a deformação aumenta

com o aumento na temperatura de ensaio. Isto se justifica pelo fato de que a deformação

superelástica é sinônimo de indução da martensita mecânica na região de temperatura em que a

fase estável é a austenita acentuando com o aumento da temperatura.

Figura 44 - Ensaios de tração em fio de diâmetro 3mm da liga VIM 51 variando-se a temperatura

de ensaio

0 2 4

0

100

200

300

400

500

600

700

Ten

são

(M

Pa

)

Deformação (%)

35 ºC 40 ºC 60 ºC

53

Para comprovar os dados acima, a Amostra 2 (solubilizada a 750°C por 1 hora e

envelhecida a 450°C por 30 minutos) foi ensaiada novamente em compressão, desta feita

aquecendo-se a mesma com um aquecedor manual.

As Figuras 45 (forçaxdeformação) e 46 (tensãoxdeformação) mostram o efeito do

aquecimento. A recuperação foi total após uma deformação de 3%. Apesar de o termômetro ter

marcado 80°C, o corpo da amostra com certeza não atingiu os 60°C conforme visto

anteriormente no ensaio de tração. A temperatura maior, a amostra mostrou comportamento

superelástico. Para comparação, estão mostradas nas Figuras o resultado de ensaio da mesma

amostra feita a temperatura ambiente e com uma deformação menor.

Estes resultados dão a certeza de que as ligas produzidas com materiais superelásticos têm

o potencial de uso para a minimização de perdas de pré-carga.

Figura 45 � Ensaio de compressão da Amostra 2 solubilizada a 750°C e envelhecida a 450°C por

30 minutos e ensaiada a uma temperatura de 80°C - Força x deformação

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

Fo

rça

(k

N)

Deformação (µ strain)

Força x deformação

750_450_2

750_450_80_3,5%

54

Figura 46 � Ensaio de compressão da Amostra 2 solubilizada a 750°C e envelhecida a 450°C por

30 minutos e ensaiada a uma temperatura de 80°C - Tensão x deformação

O último resultado mostrado está replotado na Figura 47 comparando-o com a curva de um

material superelástico ideal.

Verifica-se a partir dos dados obtidos neste trabalho que a inclinação do patamar de

carregamento é relativamente alta e que no descarregamento ocorre uma grande queda de tensão

para uma mesma deformação, isto é, σ é relativamente grande, Figura 47. Na região de

comparação, esta variação é da ordem de 400MPa. Sendo a carga de recuperação de forma com

decréscimo acentuado, o efeito de compensação de perda de carga devido ao relaxamento do

parafuso poderia não atender o requisito. O ideal seria que σ fosse pequeno e que a inclinação

do patamar, tanto de carregamento quanto de descarregamento, fosse menor como mostrado

também na mesma figura.

Em termos reais, o gráfico indicado na Figura 48 pode ajudar a entender como a arruela vai

minimizar a perda de pré-carga. Foram consideradas as deformações em milímetros em função

0

200

400

600

800

1000

1200

0 1 2 3 4

Ten

são

(M

Pa

)

Deformação percentual (%)

Tensão x deformação percentual

750_450_2

750_450_80_3,5%

55

das forças aplicadas pelo parafuso com a arruela feita no material previamente apresentado,

recuperação de forma ou descarregamento com aquecimento. O comprimento do corpo de prova

foi considerado com 20mm. A curva do parafuso é a curva característica de força x alongamento,

que foi levantada no item 4.1.2. Considerando que o parafuso perdeu 30 por cento de pré-carga e

que a força de montagem foi de 120 kN (ponto A), a força residual passa a ser de 84kN (ponto

B). O alongamento correspondente à perda da pré-carga foi de 0,25 mm, conforme indicado na

Figura 49. Assim, esta perda deve ser compensada pela arruela e manter a carga próxima do valor

especificado. O comportamento da arruela ideal seria aquela apresentada pela curva em roxo com

carga de patamar inferior em torno de 112kN. No caso da arruela real, a perda de pré-carga

correspondente à diminuição da compressão em 0,25 mm corresponderia uma força

correspondente de 84kN. Neste caso como os dois valores são o mesmo, não haveria a

minimização da perda de pré-carga.

De uma maneira geral, mostrou se neste trabalho que a utilização de materiais com efeito

de memória de forma, mais especificamente no modo superelástico na temperatura de interesse é

viável. Sendo uma aplicação nova, mais estudos deverão ser feitos principalmente no que se

refere ao controle da inclinação do patamar tanto de carregamento como de descarregamento.

Como mostrou este trabalho, isto depende do tratamento termomecânico e obviamente da

composição química. Trabalhos do grupo e alguns poucos dados da literatura indicam que as

temperaturas de transformação martensítica nas ligas de NiTi é muito sensível à composição

química e teores de impureza como o carbono e o oxigênio.

Materiais com efeito de memória de forma são considerados materiais inteligentes. No

entanto a liga deve ser projetada para cada tipo de aplicação �tailor made�.

Outros aspectos relevantes deste trabalho referem-se técnicas de medida de deformação. O

uso do LVDT mostrou-se inviável neste trabalho superestimando os valores da deformação real.

O uso de strain gage mostrou-se mais efetivo na medida em que se tenha uma boa preparação da

superfície onde a mesma será colada e também do uso de colas adequadas que suportem

deformações maiores como é o caso deste trabalho.

56

Figura 47 � Curva de carregamento e descarregamento da liga utilizada neste trabalho comprada

a uma liga ideal - Tensão x deformação

0

200

400

600

800

1000

1200

0 1 2 3 4 5

Ten

são (M

Pa)

Dedeformação percentual (%)

Tensão x deformação percentual

750_450_80_3,5%

Curva ideal

∆σIdeal

∆σAtual

Patamar com tensão

constante

57

Figura 48 � Curva de carregamento e descarregamento da liga utilizada neste trabalho comparada

a uma liga ideal - Tensão x deformação dado em milímetros

5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PRÓXIMOS TRABALHOS

O ensaio de compressão em arruela ficou prejudicado devido à falha na aquisição de dados

de deformação por LVDT.

Apesar do problema com o LVDT, a sequência do trabalho mostrou que a utilização de

materiais com efeito de memória de forma, mais especificamente no modo superelástico na

temperatura de interesse, para a minimização de perdas de pré-carga é viável.

Verificou-se que a temperatura na qual ocorre a superelasticidade é altamente dependente

da temperatura de ensaio.

Quanto maior a temperatura de ensaio, maior é a carga necessária para deformação.

84kN

112kN

∆along= 0,25

A

B

58

O material utilizado neste trabalho, sendo parcialmente martensítico a temperatura

ambiente, teve que ser aquecido para apresentar superelasticidade ou completa recuperação de

forma.

Para cada tipo de aplicação, a liga deverá ser projetada (�tailor made�).

Outros aspectos relevantes deste trabalho referem-se técnicas de medida de deformação. O

uso do LVDT mostrou-se inviável neste trabalho superestimando os valores da deformação real.

O uso de strain gage mostrou-se mais efetivo na medida em que se tenha uma boa

preparação da superfície onde a mesma será colada e também do uso de colas adequadas que

suportem deformações maiores como é o caso deste trabalho.

Sugestões para futuros trabalhos

Sendo uma aplicação nova e a inexistência de dados que avaliem o comportamento

termomecânico, o desenvolvimento tecnológico deve passar antes por um estudo mais profundo

do entendimento da liga visando principalmente a composição química e tratamento

termomecânico.

A adição de elementos como o cobre estreitam a histerese da transformação martensítica e a

adição de nióbio na liga alarga a histerese da transformação martensitica, mas não se conhece

dados relacionados à histerese mecânica de carregamento e descarregamento, tópicos que

deverão ser estudados.

Potencial de uso como arruela

Com a evolução da Legislação de Emissões e a necessidade de redução do consumo de

combustíveis, os profissionais que atuam no mercado de motores diesel têm desenvolvido

projetos com o objetivo de reduzir o peso e o tamanho dos motores. Em decorrência desta nova

tendência, esta proposta se faz muito importante, pois podem ser observadas as vantagens abaixo:

a) Os projetos dos parafusos irão desconsiderar os 30% de perda de pré-carga

existentes atualmente. A partir das mesmas características mecânicas e dimensionais dos

parafusos poder-se-á ter 30% a mais de forças de aperto efetivas.

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b) Todos os demais componentes (cabeçote de cilindros, bloco e junta do

cabeçote) não precisarão ser projetados para suportar as cargas iniciais com 30% a mais de força

de aperto.

c) A evolução de muitos motores em relação à Legislação de Emissões passa

obrigatoriamente por aumento de pressão de combustão (atualmente em patamares da ordem de

220 bar) e em muitos destes casos existe a necessidade de redimensionar os parafusos. Isto não

seria um grande problema caso não houvesse a necessidade de alterar toda a parte estrutural do

bloco e cabeçote, para se ajustar à mudança do parafuso, o que sempre leva ao desenvolvimento

de novos ferramentais com altos custos envolvidos.

d) Não haverá a necessidade do redimensionamento das apertadeiras e ferramentas

para aplicação do torque nas linhas de montagem.

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6. Bibliografia

Cioto, R.; Comportamento de juntas Rigidamente fixadas por parafusos, cálculo e

dimensionamento, Apostila, Janeiro de 2005 Humbeeck, J. Van; From a seed to a need: The growth of the shape memory applications in Europe, Material Research Society Proceedings, 246, 377-387,1992. Jackson, C. M., Wagner, H. J. & Wasilewski, R. J.; 55-Nitinol - The alloy with memory: its physical metallurgy, properties, and applications, NASA-SP 5110, 1972. K. Otsuka & T. Kakeshita, MRS Bulletin, Feb. 2002, p. 91

Otubo, J.; Mei, P. R. & Koshimizu, S.; Desenvolvimento de aços inoxidáveis com efeito de

memória de forma, Anais do 50o Congresso Anual da ABM, São Pedro, SP, 01 a 04 de agosto de

1995, 1, 15-27, 1995a. Otubo, J.; Desenvolvimento de ligas inoxidáveis com efeito de memória de forma: elaboração e

caracterização, Tese de Doutorado, 19 de dez. de 1996, Faculdade de Engenharia Mecânica,

Depto. de Engenharia de Materiais, UNICAMP, 1996. Patente WO 2007 / 028218 A1, Method for attaining a predetermined clamping force in trhead joints, 2007

Revista SAE (Automotive Engineering International), Building in Smart Materials, pg abril de 2009

Schroeder, T. A. & Wayman, C. M.; The formation of martensite and the mechanism of the shape memory effect in single crystal of Cu-Zn alloys, Acta Metallurgica, 25, 1375-1391, 1977a.

Schroeder,T. A. & Wayman, C. M.; The two-way shape memory effect and other �training�

phenomena in Cu-Zn single crystal, Scripta Metallurgica, 11, 225-250, 1977b.

Schroeder,T. A. & Wayman, C. M.; Pseudoelastic effect in Cu-Zn single crystals, Acta Metallurgica, 27, 405-417, 1979.

VDI 2230 (Norma) Systematic calculation of high duty bolted joints, 2003

WAYMAN, C. M.; �Phase transformations, nondiffusive�, Physical Metallurgy, editores: R. W. Cahn e P. Haasen, North-Holland Physics Publishing, Parte II, Capítulo 15, 1983