UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA FACULDADE DE …livros01.livrosgratis.com.br/cp021758.pdf · Na indústria de produção de petróleo, a utilização dos processos convencionais

UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA

FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

DESENVOLVIMENTO, PROJETO E CONSTRUÇÃO

DE UM EQUIPAMENTO DE REPARO DE TRINCAS

POR ATRITO.

ROBSON JOSÉ DE SOUZA

Uberlândia, 10 de Fevereiro de 2006

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UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA

FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

DESENVOLVIMENTO, PROJETO E CONSTRUÇÃO

DE UM EQUIPAMENTO DE REPARO DE TRINCAS

POR ATRITO.

Dissertação apresentada

à Universidade Federal de Uberlândia por:

ROBSON JOSÉ DE SOUZA

Como parte dos requisitos para obtenção do título de mestre

em Engenharia Mecânica

Avaliada por:

Prof. Dr. Sinésio Domingues Franco - (UFU) - Orientador

Prof. Dr. Vera Lúcia D. S. Franco - (UFU) - Co-orientadora

Prof. Dr. João Carlos Mendes Carvalho - (UFU)

Dr. Luiz Cláudio de Marco Meniconi - (Petrobras/CENPES)

Eng. Msc. Marcelo Torres Piza Paes

Uberlândia, 10 de Fevereiro de 2006

À meus pais,

Sidney de Souza e Maria Euripedes de Souza.

Agradecimentos

Ao meu orientador, Sinésio Domingues Franco, pela orientação, dedicação e amizade.

À minha co-orientadora, Vera Lúcia Domingues Franco, pelo apoio e orientação durante

todo o decorrer do trabalho.

Ao curso de Pós-graduação em ENGENHARIA MECÂNICA da UNIVERSIDADE

FEDERAL DE UBERLÂNDIA pela oportunidade que me concedeu na realização deste

trabalho.

À PETRÓLEO BRASILEIRO S.A. – PETROBRAS, pelo financiamento do projeto.

À CAPES, pela concessão da bolsa de estudos.

Às alunas de iniciação científica Maíra Prata Jardin e Camila Monteiro Formoso, pelo

auxílio no desenvolvimento do sistema de controle do equipamento.

Aos ex-companheiros de trabalho, engenheiros Teófilo Ferreira Barbosa e Leonardo de

Oliveira Cardoso, pelas suas valorosas ajudas no desenvolvimento mecânico do projeto.

Ao engenheiro Francisco Francelino Ramos Neto, por sua amizade e, especialmente, por

sua participação de forma ativa em todas as etapas do trabalho.

Ao engenheiro Marcelo Torres Piza Paes, pela oportunidade dada e pelo suporte técnico

oferecido.

Aos professores, funcionários e alunos do LABORATÓRIO DE TRIBOLOGIA E

MATERIAIS da UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA, pelo apoio, incentivo e

oportunidade de discussões teóricas sobre os mais variados temas.

Finalmente, mas não por último, aos meus amigos e familiares pelo incentivo, apoio e,

principalmente, por sua paciência comigo durante esse longo período.

Sumário

Resumo I

Abstract II

Simbologia III

Abreviaturas IV

Lista de Tabelas V

Lista de figuras VI

CAPÍTULO 1: INTRODUÇÃO 01

1.1- PARCERIA ENTRE A INDÚSTRIA E A UNIVERSIDADE 01

1.2- REPARO POR ATRITO – DESAFIOS 02

CAPÍTULO 2: REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 07

2.1- SOLDAGEM POR ATRITO 07

2.1.1- Energia de Soldagem 08

2.1.2- Ciclos de Soldagem 10

2.1.3- Fases do Processo 11

2.1.4- Influência dos Parâmetros de Soldagem na Qualidade da Junta 14

2.1.5- Soldagem de Diferentes Tipos de Materiais 15

2.1.6- Variantes do Processo de Soldagem por Atrito 17

2.2- REPARO DE TRINCAS POR ATRITO 21

2.2.1- Aspectos Fenomenológicos 21

2.2.2- Influência das Geometrias do Pino de Queima e do Furo na

Qualidade da Região de Reparo 22

2.2.3- Influência das Variáveis do Processo nas Propriedades Mecânicas

e Microestrutura da Região de Reparo 24

2.2.4- Reparos por Costura 25

CAPÍTULO 3: DESENVOLVIMENTO DO EQUIPAMENTO DE REPARO DE

TRINCAS POR ATRITO 27

3.1- DESENVOLVIMENTO DOS COMPONENTES MECÂNICOS 27

3.1.1- Conjunto Mesa de Sustentação – Pórtico 27

3.1.2- Projeto da Cabeça de Reparo 29

3.1.3- Unidade Hidráulica 32

3.2- SISTEMA ELÉTRICO 35

3.3- SISTEMA DE CONTROLE 36

3.3.1- Componentes do Sistema de Controle 36

3.3.2- Programa de Controle do Processo de Reparo de Trincas 41

CAPÍTULO 4: CALIBRAÇÕES 47

4.1- DESLOCAMENTO AXIAL 47

4.2- CALIBRAÇÃO DA FORÇA AXIAL 48

4.3- CALIBRAÇÃO DA VELOCIDADE DE ROTAÇÃO 51

4.4- ESTIMATIVA DO TORQUE 53

CAPÍTULO 5: PROCEDIMENTO PARA REALIZAÇÃO DOS ENSAIOS DE

VALIDAÇÃO DO EQUIPAMENTO 55

5.1- MATERIAIS UTILIZADOS 55

5.2- GEOMETRIAS DE FUROS E PINOS EMPREGADAS 56

5.3- PARÃMETROS DE PROCESSO UTILIZADOS 57

5.4- ANÁLISE DA QUALIDADE DA REGIÃO DE REPARO 58

CAPÍTULO 6: RESULTADOS E DISCUSSÕES 61

6.1- AQUISIÇÃO DE DADOS 61

6.2- MACROGRAFIAS E INSPEÇÃO VISUAL 71

6.3- MICROGRAFIAS 74

6.4- ENSAIOS DE MICRODUREZA 75

CAPÍTULO 7: CONCLUSÕES 79

CAPÍTULO 8: TRABALHOS FUTUROS 83

CAPÍTULO 9: REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 85

I

Souza, R. J., 2006, Desenvolvimento, Projeto e Construção de um Equipamento de Reparo de Trincas por Atrito, Dissertação de Mestrado em Engenharia Mecânica, Universidade Federal de Uberlândia, MG.

Resumo

Na indústria de produção de petróleo, a utilização dos processos convencionais de reparo de

trincas, como o processo de soldagem a arco elétrico, são realizadas excepcionalmente em

ambiente submerso e normalmente em áreas classificadas. Como conseqüência disso, vários

defeitos podem surgir na região de reparo tais como porosidades e fragilização pelo hidrogênio.

Desta forma, o desenvolvimento de uma técnica de reparo de trincas, como a de reparo de

trincas por atrito, torna-se um grande atrativo para a indústria do petróleo. O processo de

reparo de trincas por atrito consiste em fazer, na região da trinca, um furo cilíndrico ou cônico o

qual é posteriormente preenchido por um pino também cilíndrico ou cônico. Apesar da grande

potencialidade da técnica de reparo de trincas por atrito, poucos estudos foram realizados a

respeito do processo. Desta forma, o presente trabalho teve por objetivo, desenvolver, projetar,

construir e validar um equipamento de reparo de trincas por atrito. O equipamento projetado

possui capacidade de carga axial de 50 kN, capacidade de carga tangencial de 10 kN e pode

atingir velocidade de rotação de até 8000 rpm. O controle do equipamento é realizado de forma

automatizada, cabendo ao usuário entrar, no programa de controle, com os parâmetros de

teste a serem utilizados. Para validação e levantamento dos limites operacionais do

equipamento, foram realizados ensaios com amostras de aço carbono, cujos resultados

mostraram, em alguns casos, a formação da ligação metálica entre o material do pino e o furo.

Ao final do trabalho, obteve-se uma infra-estrutura que permitirá um maior estudo do processo,

além de permitir a otimização dos parâmetros de testes para os mais diversos materiais.

Palavras chaves: reparo de trincas por atrito; FPSO; controle, desenvolvimento de equipamento

II

Souza, R. J., 2006, Development, Design and Construction of a Friction Hydro Pillar Processing

Equipment, Master Dissertation in Mechanical Engineering, Federal University of Uberlândia –

Brazil.

Abstract

In the offshore industry, the utilization of conventional process of arc welding processes are

frequently used to repair structure defects, such as cracks. These repairs are carried out under

water to reduce risks of explosion. Under water welds are subjected to hydrogen embrittlement

and severe porosity. An alternative is offered by the friction hydro pillar processing (FHPP),

which may be regarded as a process in which a hole is drilled and filled with a consumable rod

of the same material. Despite its wide applicability, this technique has not been widely

investigated. Motivated by the potentialities of this method, an infrastructure for repairing

engineering structures by drilling and filling holes was designed and constructed. The

equipment was designed with an axial force capacity of 50 kN, and a tangential force limited to

10 kN. The rotational speed was limited to 8000 rpm. The FHPP parameters were completely

automated, where by the user has only to give them. To validate the infrastructure repair tests

were carried out in plain carbon steel plats. The obtained results showed that a metallic bond

between the substrate and the rod was achieved. The system enables to perform experimental

tests in order to optimize the friction hydro pillar process parameters.

Key-words: friction hydro pillar processing; FPSO; control; development of test rigs

III

Simbologia

F: Força axial [KN];

f: Freqüência;

HV(0,05): Microdureza Vickers, carga de 50 g, [Kgf/cm2];

L: Deslocamento [mm];

M: Torque [Nm];

N: Velocidade de Rotação [rpm];

P: Pressão [MPa];

Ps: Pressão de saída do fluido hidráulico;

T: Torque resistivo [Nm];

V: Diferença de Potencial elétrico [Volts];

Vg: Cilindrada do motor hidráulico [cm3];

∆l: Comprimento de queima [mm];

∆p: Diferença de pressão [MPa];

φ: Diâmetro [mm];

ηmh: Rendimento mecânico hidráulico;

σy: Tensão de escoamento [MPa];

IV

Abreviaturas

ABNT: Associação Brasileira de Normas Técnicas;

API: American Petroleum Institute;

ASM: American Society of Metals;

AWS: American Welding Society;

CCP: Cartão de controle da pressão;

CCV: Cartão de controle de vazão;

CENPES: Centro de Pesquisa da Petrobras;

CLP: Controlador lógico programável;

CPF: Cartão lógico de processamento da força axial;

CPR: Cartão lógico de processamento da velocidade de rotação;

CPU: Unidade de processamento;

DIN: Deutsches Institut für Normung;

FHPP: Friction Hydro Pillar Processing;

FPSO: Floating, production, storage and offloading;

PID: Proporcional, integral e diferencial;

SP: Sensor de posição;

SR: Sensor de rotação;

FTPW: Friction Taper plug welding;

TP: Transdutor de pressão;

UPPA: Unidade de processamento de pinos por atrito;

VRP: Válvula reguladora de pressão;

VRV: Válvula reguladora de vazão;

ZAC: Zona afetada pelo calor.

V

Lista de Tabelas

Tabela 5.1- Composição química dos materiais utilizados na confecção das amostras 55

Tabela 5.2- Parâmetros utilizados na realização dos ensaios de validação 58

Tabela 6.1- Parâmetros de processo utilizados nos ensaios de 2 a 8 63

Tabela 6.2- Dados de entrada dos ensaios de número 10 a 20, características Geométrica

das amostras 66

VI

Lista de Figuras

Figura 1.1- Trincas em tanques de armazenamento de um FPSO da PETROBRAS 3

Figura 1.2- Geometria característica do processo “friction taper plug welding” 4

Figura 1.3- Geometria característica do processo de reparo de trincas por atrito 4

Figura 2.1- Etapas do processo de soldagem por atrito a) etapa de aceleração radial e avanço,

b) etapa de aplicação da força de soldagem e c) etapa de forjamento 8

Figura 2.2- Ciclo típico do processo de soldagem convencional 9

Figura 2.3- Ciclo típico do processo de soldagem inercial – utilização de volante de inércia 9

Figura 2.4- Ciclos de soldagem propostos por Lebedev e Chernenko 10

Figura 2.5- Ciclos do processo com mais de um estágio. a) Força e rotação variam ao

longo do tempo; b) Apenas a rotação varia ao longo do tempo 11

Figura 2.6- Variação das variáveis: Força (F), Rotação (n), Torque (M), Potência consumida

(N), Temperatura (T) e Comprimento de queima (∆l). Ao longo das fases do

processo de soldagem por atrito 13

Figura 2.7- Foto de diferentes componentes mecânicos, fabricados pelo processo de

soldagem por atrito, especial atenção para as válvulas fabricadas de diferentes

tipos de materiais 15

Figura 2.8- Tabela de soldabilidade de diferentes tipos de metais apresentada pela

AWS e DIN 17

Figura 2.9- Figura esquemática do processo “Center Drive” 19

Figura 2.10- Figura esquemática do processo de soldagem em orbital 19

Figura 2.11- Figura esquemática do processo de soldagem por vibração 19

Figura 2.12- Figura esquemática do processo de soldagem por atrito radial 19

Figura 2.13- Representação esquemática do processo “Friction Stir Welding” 20

Figura 2.14- Geometria convencional utilizada no processo de reparo de trincas por atrito,

a qual promove vazios na região entre o fundo do furo e a parede lateral 23

Figura 2.15- Geometria de furo com fundo arredondado, que após os testes não

apresentou vazios na região de transição entre o fundo do furo e a

parede lateral 23

Figura 2.16- Processo de reparo por costura, pinos sobrepostos ao longo de uma linha 25

VII

Figura 3.1- Conjunto mesa de sustentação – pórtico e cabeça de reparo 28

Figura 3.2- a) Detalhe do sistema de ajuste de altura do pórtico, b) Mesa de sustentação –

detalhe do local onde será fixa a amostra, ou inserida a mesa de

deslocamento mono-axial. 28

Figura 3.3- Desenho esquemático da cabeça de reparo 29

Figura 3.4- Análise por elementos finitos das tensões equivalentes de von Misses [MPa] no

cilindro externo, quando submetido a uma pressão interna de 12 MPa 31

Figura 3.5- Análise das tensões equivalentes de von Misses [MPa] na haste hidráulica

quando submetida a uma pressão externa de 12 MPa. 31

Figura 3.6- Foto da unidade hidráulica – Reservatório de óleo e moto-bombas 32

Figura 3.7- Diagrama esquemático da unidade hidráulica 34

Figura 3.8- Desenho esquemático da alimentação elétrica dos motores 35

Figura 3.9- Fluxo de informação dos sinais analógicos de controle e monitoração das

variáveis do processo de reparo de trincas 38

Figura 3.10- Representação esquemática dos cartões lógicos de condicionamento de sinal 39

Figura 3.11- Representação esquemática do circuito conversor de 24 Volts p/ 5 Volts 40

Figura 3.12- Representação esquemática do circuito conversor de 5 Volts p/ 24 Volts 40

Figura 3.13- Laço principal do programa de controle do processo de reparo de trincas e

Recobrimento 42

Figura 3.14- Subrotina de retorno da haste 43

Figura 3.15- Subrotina – fase de recobrimento 44

Figura 3.16- Subrotina da fase de “queima do pino” 45

Figura 3.17- Subrotina da fase de forjamento do pino de queima 46

Figura 4.1- Curva de calibração do sensor de posição 48

Figura 4.2- Curva de calibração do sinal de saída da força axial,enviado para o cartão de

controle PID da força axial 50

Figura 4.3- Curva de calibração da aquisição da força axial, advindo do cartão

condicionador de sinal da força (circuito subtrator) 50

Figura 4.4- Curva de calibração do sinal de saída da velocidade de rotação, enviado

para o cartão de controle PID 50

Figura 4.5- Curva de calibração da aquisição da velocidade de rotação, advindo do cartão

condicionador de sinal da velocidade de rotação (conversor de freqüência em

tensão) 52

Figura 5.1- Microestrutura do material utilizado para a convecção de: a) chapa de reparo,

b) pino de queima 56

Figura 5.2- Geometria dos pinos utilizados durante os ensaios de validação do equipamento 56

VIII

Figura 5.3- Diferentes geometrias das chapas de reparo usadas nos ensaios de validação 57

Figura 5.4- Posicionamento das linhas de perfil de microdureza 59

Figura 6.1- Dados adquiridos durante a execução do ensaio Nº 1 62

Figura 6.2- Dados adquiridos durante o ensaio 2 63







Figura 6.9- Macrografia do ensaio 2, indicando não haver total preenchimento do furo por

parte do pino, além de não existir nenhum ponto com ligação metálica 71

Figura 6.10- Macrografia do ensaio 4. Presença de vazios indicados por manchas escuras e

ausência de formação de ligação metálica 72

Figura 6.11- Macrografia do ensaio 6. a) com manchas escuras indicando a presença de

vazios; e b) Ampliação mostrando vazios na interface entre a chapa de reparo

e o pino de queima, indicando ausência de ligação metálica 72

Figura 6.12- Foto da seção transversal do ensaio 15. Presença de vazios nas laterais e

na região de transição fundo/parede lateral, e possível presença de regiões

com ligação metálica 73

Figura 6.13- Foto da seção transversal do ensaio 20. Presença de vazios nas laterais e

na região de transição fundo/parede lateral, e possível presença de regiões

com ligação metálica 74

Figura 6.14- Figuras da análise microestrutural da amostra 15: a) Região de interface

inferior entre o pino e o furo e b) microestrutura do pino de queima 75

Figura 6.15- Figuras da análise microestrutural da amostra 20: a) Região de interface

inferior entre o pino e o furo e b) microestrutura do pino de queima 75

Figura 6.16- Perfil de microdureza horizontal da amostra referente ao ensaio 20 76

Figura 6.17- Perfil de microdureza vertical da amostra referente ao ensaio 15 77

Figura 6.18- Perfil de microdureza vertical da amostra referente ao ensaio 20 77

Capítulo I

INTRODUÇÃO

1.1 Parceria entre a indústria e a universidade

Com a criação das várias estatais no Brasil ao longo das décadas de 50 e 60, um novo

horizonte para o desenvolvimento tecnológico e científico brasileiro foi aberto. Pois, a partir de

então, fez-se necessário o surgimento de tecnologia nacional capaz de competir com as

empresas estrangeiras já a muito engajadas nos mais diversos setores da indústria. Dentre as

estatais então criadas, pode-se destacar dentre outras a Petróleo Brasileiro S.A

(PETROBRAS).

Desde a sua criação, a PETROBRAS teve por objetivo não só o aumento da sua

produção de petróleo, como também a ampliação de suas reservas. Para alcançar tais

objetivos a mesma implementou diversos programas para desenvolvimento de tecnologia de

extração de petróleo em águas profundas e ultra-profundas. Como fruto desse investimento,

hoje a PETROBRAS é líder mundial no que tange a explotação de petróleo em águas

profundas e ultra-profundas (www.petrobras.com.br).

Além do caráter estratégico e financeiro desses programas, deve-se também enfatizar o

fato de que, os mesmos, em grande parte, foram executados em parceria com universidades

brasileiras, levando à geração de novos conhecimentos científicos, e um amplo

desenvolvimento tecnológico.

Desta forma, fica evidente que a parceria entre a universidade e a indústria brasileira, foi

e ainda é o caminho não só para o aumento da competitividade da indústria brasileira no

mercado nacional e internacional, mas também um veículo importante na geração de

conhecimento técnico-científico, além de ser de suma importância na formação de uma mão de

obra altamente qualificada, visto que tais parcerias promovem a formação de mestres e

doutores nas mais diversas áreas.

2

1.2 Reparo por atrito – desafios

Atualmente, uma das grandes preocupações das empresas é diminuir o número de

paradas de um equipamento para manutenção, bem como o tempo de duração da mesma,

pois a cada intervenção registram-se perdas não só pelo custo da manutenção, mas também

pelo custo da parada, total ou parcial, da produção. Esses custos são consideravelmente

elevados quando se trata da indústria de produção de petróleo, principalmente quando a

intervenção é realizada em águas profundas, ultra-profundas ou em áreas classificadas.

Nessas situações, a utilização dos tradicionais processos de reparo de trincas, tais

como soldagem por arco elétrico, tornam-se essencialmente críticos. Da mesma forma,

técnicas que dependem da utilização de mergulhadores, como a utilização de grampos

mecânicos, passam a ser limitadas à profundidades de apenas 300 m, sendo, portanto,

inviáveis na extração de petróleo em águas profundas e ultra-profundas. Além das dificuldades

técnicas apresentadas agrega-se também a esses processos de manutenção o alto custo dos

mesmos, seja pela necessidade da alta qualificação da mão de obra, ou ainda, pelo tipo de

equipamento a ser empregado.

Desta forma, o desenvolvimento de uma técnica de reparo, tal como a de reparo de

trincas por atrito, torna-se não só atrativa, mas também uma necessidade para a indústria de

extração de petróleo. Como vantagens dessa técnica, citam-se: a) pouco influenciada pelo

ambiente marinho, b) pode ser parcialmente ou totalmente automatizada, eliminando-se assim

a necessidade de utilização de mergulhadores, e c) baixos riscos quando da sua utilização em

áreas classificadas ou em ambientes explosivos. As Figuras 1.1 a) e b) ilustram duas trincas

presentes em tanques de armazenamento em plataformas semi-submersíveis (FPSO –

Floating, production, storage and offloding), onde o emprego da técnica de reparo de trincas

por atrito pode vir a oferecer baixos riscos quando comparado aos demais processos de reparo

de trincas utilizados atualmente.

O processo de reparo de trincas por atrito ou FHPP (“Friction Hydro Pillar Processing”)

foi desenvolvido em 1990 por Andrews e Mitchel (1990), sendo originado do processo Friction

Taper Plug Welding - FTPW. O processo FTPW consiste em fazer um furo passante cônico na

peça e preenchê-lo através da deformação plástica de um pino também cônico (Figura 1.2). O

processo FTPW já vem sendo utilizado na indústria petrolífera há mais de 25 anos na fixação

de pinos em equipamentos e estruturas de extração de petróleo (plataformas, FPSO’s e dutos

submarinos, com o objetivo de fixar ânodos de sacrifício dentro d’água), sendo utilizado em

plataformas do mar do norte deste 1974. A utilização e aplicação desse processo foram bem

descritas por Blackmore (BLACKMORE, 2000) e Grey (GREY, 1995).

3

a) b)

Figura 1.1: a) e b) Trincas em tanques de armazenamento de um FPSO da PETROBRAS

O processo de reparo de trincas por atrito consiste em fazer, na região da trinca, um

furo cônico ou cilíndrico, sendo que, ao contrário do FTPW, tem-se necessariamente um furo

não passante. Após a realização do furo, ele é preenchido por um pino também cônico ou

cilíndrico (Figura 1.3). Nesse processo, o pino é submetido a elevadas cargas axiais e elevada

rotação, o que provoca, devido ao calor gerado pelo atrito, um aumento da temperatura do

pino, e da superfície do furo. Com o aumento de temperatura há uma diminuição no valor do

limite de escoamento do pino, facilitando-se, assim, o fluxo plástico do mesmo e seu forjamento

dentro do furo. Garante-se, dessa forma, que haja um íntimo contato entre as superfícies do

furo e do pino, fazendo com que ocorra não só o preenchimento do furo pelo material do pino,

mas também a formação de uma ligação metálica entre as superfícies do furo e do pino após o

término do movimento relativo. Devido ao atrito e às deformações a que o material é

submetido, a união acontece entre as paredes da cavidade e o consumível (pino de queima),

em um intervalo de tempo que pode variar substancialmente, sendo esse valor função do

material, da velocidade relativa, da pressão axial, da profundidade da cavidade e temperatura

de preaquecimento.

Apesar da grande potencialidade da técnica de reparo de trincas por atrito, poucos

estudos foram realizados a respeito do processo, sendo que até o ano de 2002, o número de

publicações a respeito desse assunto limitava-se a menos de uma dezena (MEYER, 2002).

4

Figura 1.2: Geometria característica do Processo “Friction Taper Plug Welding”

Figura 1.3: Geometria característica do processo de reparo de trincas por atrito.

Desta forma, o presente trabalho teve por objetivo, desenvolver, projetar, construir e

validar um equipamento de reparo de trincas por atrito. O equipamento é capaz de trabalhar

com diferentes valores de rotações e forças axiais. Os valores de força axial e velocidade de

rotação são passíveis de alteração durante o ciclo do processo, sendo, portanto, possível de se

realizar o processo em mais de um estágio. Com isso, pode-se avaliar o efeito da velocidade

de rotação e da força axial nas propriedades mecânicas e qualidade da região de reparo, bem

como avaliar a influência da utilização de mais de um estágio na região de reparo, ou ainda,

verificar as implicações advindas quando da utilização de diferentes geometrias de pinos ou

furos.

5

Outro aspecto importante a ser mencionado, é a possibilidade de utilização do

equipamento, mediante algumas adaptações, para o estudo de outros processos, tais como:

soldagem por atrito convencional (Friction Welding), soldagem por atrito por mistura (Friction

Stir Welding), costura por atrito (Friction Stitch Welding), etc.

Os assuntos abordados neste trabalho foram organizados com a seguinte estrutura: O

Capítulo I apresenta as motivações para o desenvolvimento do projeto; O Capítulo II apresenta

uma revisão bibliográfica a respeito dos processos de soldagem por atrito e de reparo de

trincas por atrito; O Capítulo III mostra o desenvolvimento dos diversos componentes

mecânicos e eletrônicos do equipamento; O Capítulo IV relata os procedimentos utilizados para

a calibração do equipamento e conseqüente determinação das funções de transferência; No

Capítulo V é apresentada a metodologia para a realização dos ensaios de validação do

equipamento; No Capítulo VI é feita uma discussão a respeito dos resultados obtidos; No

Capítulo VII são apresentadas as principais conclusões; No Capítulo VIII estão presentes

algumas das várias sugestões para trabalhos futuros. Finalmente, no Capítulo IX são citadas

as referências bibliográficas utilizadas na confecção dessa dissertação.

6

Capítulo II

Revisão Bibliográfica

O processo de reparo de trincas por atrito foi desenvolvido em 1990 (Andrews and

Mitchel, 1990) e patenteado em 1993 (Thomas et al., 1992). Devido ao seu caráter recente e

ainda o limitante de seu estudo por outros institutos devido à sua patente, existe, atualmente,

um número bastante restrito de publicações abordando as características do mesmo.

Entretanto, o processo de reparo de trincas por atrito é originado do processo de soldagem por

atrito, possuindo ambos os processo o mesmo princípio físico. As diferenças fundamentais

entre os dois processos são: A presença de um consumível (pino) no processo de reparo de

trinca por atrito e os diferentes valores de pressão axial e velocidade de rotação.

Devido a tais características, preferiu-se dividir esta revisão bibliográfica em dois sub-

itens. O primeiro refere-se ao processo de soldagem por atrito e suas variantes, e o segundo

ao processo de reparo de trincas por atrito.

2.1 Soldagem por atrito

O processo de soldagem por atrito é um processo de união de peças no estado sólido,

no qual duas peças são colocadas em contato com movimento relativo, sendo

simultaneamente aplicada uma força axial entre os componentes. Com a geração de calor

devido ao atrito das peças e o íntimo contato entre as partes decorrente da força aplicada, há a

formação da ligação entre as peças (AWS, 1991).

Apesar de ser considerado um processo de soldagem em estado sólido, alguns autores

consideram que, em determinadas circunstancias, um filme de fluido metálico fundido pode ser

formado na interface entre as peças. Contudo, nenhuma evidência da fusão do material pode

ser obtida de forma macroscópica devido à intensa deformação à quente. Dessa forma, a

grande maioria dos autores considera que durante todo o processo de soldagem por atrito não

há fusão do metal de base (Lebedev and Chernenko, 1992), (Nicholas, 1995), (Thomas and

Nicholas, 1997), (Lin et al., 1999).

O processo de soldagem por atrito pode ser dividido em três etapas ilustradas na figura

2.1. Primeiramente tem-se a fase de aceleração de uma das peças e a aproximação entre elas

(figura 2.1a). No momento do contato entre as duas superfícies inicia-se uma segunda etapa

do processo (figura 2.1b), que é a etapa de aplicação de força axial com simultâneo movimento

8

relativo entre as peças. Nesta etapa há a geração de calor e conseqüente aumento de

temperatura nas superfícies, favorecendo, portanto, a deformação plástica do material naquela

região. Finalmente tem-se a etapa de forjamento (figura 2.1c). Nessa etapa é cessado o

movimento relativo entre as peças e é aplicada uma força igual ou superior à força da etapa

anterior, tendo-se ao final de todo o processo a união entre as duas partes.

a) b) c)

Figura 2.1: Etapas do processo de soldagem por atrito (a) Etapa de aceleração radial e avanço;

b) Etapa de aplicação da força de soldagem; c) Etapa de forjamento.

2.1.1 Energia de soldagem

No processo de soldagem por atrito, a energia de soldagem pode ser obtida de duas

formas distintas, a convencional e a inercial. Na forma convencional, a parte girante é acoplada

a um motor, sendo, a sua rotação, mantida constante ao longo do processo (figura 2.2). Neste

caso, a velocidade de rotação, força axial e tempo determinam o total de energia fornecida ao

processo.

No processo inercial, a parte girante é acoplada a um volante de inércia, que é

previamente acelerado até uma determinada rotação. Após atingida a rotação o volante é

desacoplado do motor e as peças colocadas em contato. Nota-se, que neste caso, a

velocidade de rotação da peça, ao longo do processo, varia do valor pré-determinado até zero

(figura 2.3). Para a determinação da energia total fornecida ao sistema, faz-se também

necessário, nesse processo, conhecer o momento de inércia do volante. O equacionamento

para obtenção da energia de soldagem, em ambos os casos é descrito por Lebedev e

Chernenko (1992).

9

Processo de Soldagem Forjamento

Fase

de

Des

acel

eraç

ão

Velo

cida

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e R

otaç

ão, F

orça

Axi

al,

Com

prim

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Velocidade de RotaçãoFa

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cele

raçã

o

Força Axial

Comprimento de Queima

Tempo

Figura 2.2: Ciclo típico do processo de soldagem por atrito convencional.

Forjamento Processo de Soldagem

Velo

cida

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e R

otaç

ão, F

orça

Axi

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Com

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a.

Velocidade de Rotação

Fase

de

Ace

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ção

Força Axial

Comprimento de Queima

Tempo

Figura 2.3: Ciclo típico do processo de soldagem inercial – utilização de volante de inércia

10

2.1.2 Ciclos de soldagem

Dependendo do equipamento, das propriedades mecânicas requeridas na região de

soldagem e do material a ser unido, o ciclo de soldagem do processo convencional (figura 2.2)

pode sofrer algumas alterações. Em equipamentos de baixa potência, por exemplo, pode-se

dividir o ciclo em dois estágios. No primeiro, aplicam-se baixos valores de força axial e no

segundo, após o aquecimento inicial, eleva-se o valor da mesma (figura 2.4 b). A figura 2.4

ilustra os diferentes tipos de ciclos propostos por Lebedev e Chernenko (1992).

Percebe-se, que nos ciclos propostos, apenas a força axial varia. No entanto,

dependendo do processo e da necessidade, pode-se utilizar ciclos com mais de um estágio,

cuja força axial e velocidade de rotação sofram alterações. Ou ainda, ciclos em que apenas a

velocidade de rotação seja alterada ao longo do processo (figura 2.5).

a) b)

c) d)

e)

Figura 2.4: Ciclos de soldagem propostos por Lebedev e Chernenko (1992).

11

a) b)

Figura 2.5: Ciclos do processo com mais de um estágio. a) Força e rotação variam ao longo do

processo; b) apenas a rotação varia ao longo do processo.

2.1.3 Fases do processo

Para a melhor compreensão dos fenômenos ocorrentes durante o processo de

soldagem por atrito, vários autores dividiram o ciclo básico do processo convencional em

diferentes números de fase. A “American Welding Society – AWS” (AWS, 1991) e a “American

Society of Metals – ASM” (ASM, 1993) dividem o ciclo em duas fases. Meyer (2002) cita

autores que dividiram o ciclo de soldagem por atrito em 3, 4 e 5 fases. Uma última divisão em 6

fases é proposta por Lebedev e Chernenko (1992) que, por ser a mais detalhada, optou-se, em

utilizar esta divisão para a descrição dos fenômenos ocorrentes no processo.

A divisão proposta por Lebedev e Chernenko (1992) é representada na figura 2.6. Os

valores das variáveis de entrada, força e rotação, são representados no primeiro gráfico da

figura. O segundo gráfico indica a variação do torque e da potência ao longo do ciclo, ao passo

que o último gráfico mostra o comportamento da temperatura da interface e do encurtamento

axial ao longo do processo.

Na fase τ1 ocorre o contato inicial entre as superfícies. Há nesta fase o “amaciamento”

das protuberâncias das superfícies, acompanhada de uma pequena queda no torque inicial.

Com o “amaciamento” das superfícies há um aumento das regiões de contato e,

conseqüentemente, quebra dos filmes de graxa ou óleo presentes nas superfícies. Ocorre

também nesta fase a quebra e a expulsão de parte dos filmes de óxido presentes na interface.

Na fase τ2 há uma grande elevação do torque, o que pode ser explicado pela ação

conjunta de dois fenômenos distintos. O primeiro fenômeno diz respeito à quebra e remoção de

parte dos filmes de óxido iniciada na fase τ1. O segundo fenômeno refere-se ao aumento da

área real de contato. Óxidos, por serem inertes quimicamente, possuem um baixo valor na

12

componente adesiva do coeficiente de atrito. E ainda, devido a sua elevada dureza, os

mesmos apresentam baixa taxa de deformação plástica, fazendo com que a componente do

coeficiente de atrito referente à deformação também apresente valores reduzidos quando

comparados com metais (ASM international, 1992). Desta forma, a quebra e remoção dos

filmes de óxidos levam à ocorrência do contato metal-metal. Que, apresentando um maior

coeficiente de atrito, provoca um aumento no torque.

Percebe-se pela figura 2.6 que na fase τ2, há um grande aumento da temperatura

superficial das peças. Com o aumento da temperatura há uma redução no limite de resistência

do material, fazendo com que haja uma maior taxa de deformação dos mesmos. Desta forma,

há o aumento da área real de contato das superfícies, o que provoca o aumento da

componente adesiva do coeficiente de atrito.

Na fase τ3, ocorre uma queda brusca no torque e um pequeno aumento de temperatura.

Este pequeno aumento de temperatura é suficiente para plastificar o material, de tal forma que

na interface há a formação de uma fina camada de material plástico capaz de atuar como

lubrificante, mudando o regime de atrito a seco para lubrificado. Nesta fase, parte do material

começa a ser extrutado para a periferia das superfícies, formando as rebarbas.

A fase τ4 também é conhecida como fase semi-estacionária. Nesta fase, o sistema entra

em regime, e a velocidade de encurtamento, a temperatura e a transferência de calor são

praticamente constantes. Ao final desta fase, as superfícies de contato estão prontas para a

formação da ligação metálica, pois tem-se temperaturas elevadas, o metal está plastificado, e

os possíveis detritos foram removidos em direção à rebarba.

Na fase τ5 ocorre a frenagem do sistema com a diminuição da velocidade de rotação.

Ocorre nesta fase o segundo pico de torque. Esta é uma fase de fundamental importância para

o processo, pois é ao final desta fase que ocorre a formação das ligações metálicas. Duffin e

Bahrani (1976) realizaram estudos específicos com relação a esta fase, no qual é abordado a

influência da velocidade de desaceleração nas características da união.

Finalmente, na fase τ6, ocorre a etapa de forjamento. Nesta fase, a velocidade de

rotação é nula, sendo que ainda há a aplicação da força. Há um rápido resfriamento da

interface, e ao final da mesma a união entre as partes está estabelecida.

13

Figura 2.6: Variação das variáveis: Força (F), Rotação (n), Torque (M), Potência consumida

(N), Temperatura (T) e comprimento de queima (∆l) ao longo das fases do processo de

soldagem por atrito (Lebedev and Chernenko, 1992).

14

2.1.4 Influência dos parâmetros de soldagem na qualidade da junta

Os principais parâmetros do processo que influenciam a qualidade da junta soldada,

são a velocidade de rotação, força axial, taxa de queima (encurtamento axial), tempo de

aquecimento, velocidade de frenagem e força de forjamento. As três primeiras variáveis são as

mais importantes e as que serão abordadas nesse estudo.

• Velocidade de rotação: Segundo Vill (1962), existe uma velocidade ótima para

cada par de materiais utilizados. Elevadas velocidades de rotação levam à

ocorrência de uma “lapidação” das superfícies das peças, deixando-as mais planas,

fato que aumenta o tempo de aquecimento das superfícies. Maiores tempos de

aquecimento provocam um aumento de temperatura em um volume maior da peça,

que, por conseqüência, diminui a velocidade de resfriamento das partes unidas.

Dessa forma, a utilização de uma elevada velocidade de rotação pode vir a

aumentar a zona afetada pelo calor (ZAC), como também prejudicar as

propriedades mecânicas da região da solda. Por outro lado, a utilização de baixas

velocidades de rotação pode exigir que se tenha maiores forças axiais e exigir um

maior torque do sistema, o que em termos de equipamento significa maior robustez.

Além da questão mecânica, a utilização de baixas velocidades de rotação também

pode levar a uma velocidade de resfriamento extremamente rápida, que apesar de

diminuir o tamanho da ZAC, deixaria essa região potencialmente com dureza

elevada e com tenacidade extremamente baixa.

• Força axial: A força axial usada no processo deve ser suficiente para provocar o

íntimo contato entre as peças, de forma a romper o filme de óxidos e promover a

formação da ligação metálica. Contudo, a utilização de forças axiais extremamente

elevadas aumentam significativamente a taxa de queima das peças podendo vir a

prejudicar o controle do processo. Ellis (1972), demonstrou que a força axial

influencia a largura e características microestruturais da ZAC. Isto se explica pelo

fato que a força axial atua diretamente nas condições de plastificação do material

influenciando, portando, nas propriedades da peça. A AWS (1991), recomenda a

utilização, sempre que possível, de maiores forças axiais, pois essa condição tende

a favorecer a formação de uma ferrita refinada, em detrimento da ferrita de

Widmanstätten, melhorando a tenacidade da estrutura.

• Taxa de queima: A taxa de queima mede a velocidade de encurtamento das peças,

sendo função da velocidade de rotação e da força axial. Maiores forças axiais e

menores velocidades de rotação aumentam a taxa de queima das peças,

promovendo, devido ao aumento da velocidade de resfriamento, melhores

15

propriedades mecânicas, com uma microestrutura mais refinada. Visto que, a taxa

de queima é função da velocidade de rotação e da forca axial, no processo de

soldagem por atrito o parâmetro de entrada é o comprimento de queima, ou

encurtamento axial.

2.1.5 Soldagem de diferentes tipos de materiais

Uma das grandes vantagens do processo de soldagem por atrito é que, ao contrário dos

processos convencionais de soldagem, que raramente permitem a soldagem de metais

dissimilares, nesse processo há a facilidade de soldagem de diferentes pares de materiais. Isso

é possível uma vez que na soldagem por atrito não há a fusão do metal de base, garantindo

não só uma maior tenacidade da junta, como também, na grande maioria dos casos,

propriedades mecânicas superiores às do metal de menor qualidade do par. Um bom exemplo

da aplicação desse material é na confecção de válvulas de motores de combustão interna, nas

quais a haste é de metal menos nobre do que o do obturador (Figura 2.7).

Quando os pares de materiais apresentarem propriedades mecânicas e plasticidades

similares, suas taxas de deformação também são similares. Por conseqüência, a ativação do

processo de união das peças também se dará de forma simultânea

Figura 2.7: Foto de diferentes componentes mecânicos fabricados pelo processo de soldagem

por atrito.

16

Atenção especial deve ser dada quando se deseja soldar pares de materiais de

propriedades mecânicas bastante diferentes, pois, nesse caso, pode haver tendência de

plastificação de apenas um dos materiais. Muitas vezes, esse fenômeno pode ser evitado

através da utilização de mecanismos mecânicos que venham a minimizar a plastificação do

material menos duro, sendo que alguns desses mecanismos são mencionados por Lebedev e

Chernenko (1992). Nesse mesmo trabalho, os autores mencionam os parâmetros de processo

utilizados para a soldagem de diferentes pares de materiais com aplicações na indústria como

um todo, dos quais podem-se citar:

1. Aço carbono com aço ligas: Utilizado na fabricação de componentes

hidráulicos;

2. Aço rápido com aço estrutural: Utilizado na fabricação de ferramentas de

usinagem;

3. Diferentes ligas de alumínio: Processo bastante difundido na indústria

aeronáutica;

4. Ligas de alumínio com diferentes tipos de aço: Utilizado na fabricação de

barras de ânodo de sacrifício;

5. Cobre com ligas de alumínio e diferentes tipos de aço.

A AWS (1991) e a norma DIN (2000) lançaram uma tabela (Figura 2.8) de soldabilidade

de diferentes pares de materiais que podem vir a ser unidos pelo processo de soldagem por

atrito. Essa tabela serve apenas como orientação inicial, pois caso deseje-se soldar diferentes

tipos de materiais é recomendável recorrer à literatura para verificar a real possibilidade de

união dos materiais, como também os valores recomendados para força axial e velocidade de

rotação. Na ausência de referências, sobre pares de materiais específicos, trabalhos de

otimização e desenvolvimento de processo devem ser realizados.

17

Formação de uma perfeita

ligação metálica (em alguns casos é

necessário tratamento térmico pós-

soldagem).

Podem ser soldados pelo processo

de soldagem por atrito, porém não formam

uma perfeita ligação metálica.

Figura 2.8: Tabela de soldabilidade de diferentes tipos de metais apresentada pela AWS e DIN.

2.1.6 Variantes do processo de soldagem por atrito

Diferentes variantes surgiram a partir do processo de soldagem por atrito convencional.

A primeira variante, já mencionada nesse trabalho, é o processo inercial no qual há a utilização

de um volante de inércia para acumulo de energia durante a fase de aceleração, a qual é

utilizada quando os dois materiais estão em contato (Figura 2.3).

Uma outra variação, e mais simples, é o processo com rotação contrária (“Counter

rotation”). Nesse processo, as duas peças são colocadas para girar, porém uma em sentido

contrário ao da outra. Uma grande vantagem desse processo é a possibilidade de se obter

maiores velocidades relativas entre as superfícies. Em contrapartida, nesse caso há a

18

necessidade de que ambas as peças tenham forma cilíndrica e ainda, o equipamento de

soldagem nesse processo se torna extremamente mais complexo, dificultando a sua utilização.

O processo conhecido como “Center drive” (Figura 2.9) consiste da utilização de uma

peça central girante que irá se unir a duas outras peças de material igual ou diferente da peça

central. A grande vantagem desse processo é a possibilidade de soldar peças de comprimento

extremamente grande, pois a peça girante possui pequenas dimensões, quando comparada

com as outras duas. A desvantagem desse processo é a complexidade do equipamento, o

qual, além de ter que aplicar força nos dois sentidos da direção axial, também tem que ter um

sistema de controle que permita a aplicação da força de forma igual e simultânea em ambos os

pares de superfícies em contato.

No processo em orbital “Orbital friction welding” (Figura 2.10), as duas peças são

colocadas a girar no mesmo sentido, havendo, contudo, um deslocamento relativo entre os

centros dos eixos. Nesse processo, ao contrário dos anteriores, a região central de uma peça

apresenta movimento relativo em relação à outra, fato que promove maior uniformidade na

geração de calor ao longo da seção transversal de cada uma das peças a serem unidas. A

principal desvantagem desse processo é a excentricidade da peça final.

Outro processo bastante comum é o processo de soldagem por vibração (Figura 2.11),

no qual se tem uma peça fixa e uma outra em movimento oscilatório, de tal forma que as duas

superfícies tenham movimento relativo transversal. A grande aplicação desse método encontra-

se na soldagem de materiais poliméricos.

Para a soldagem de anéis em eixos ou tubos foi desenvolvido o processo radial de

soldagem por atrito “Radial friction welding” (Figura 2.12). Nesse processo, o esforço é aplicado

de forma uniforme e radialmente no anel, promovendo a união do anel ao eixo ou tubo.

Com o intuito de atender principalmente à indústria aeroespacial, foi desenvolvido o

processo conhecido como “Friction stir welding” (Figura 2.13), que é bastante aplicado na

soldagem de ligas de alumínio (Su et al., 2003,), (Daves and Hall, 1999). O processo consiste

basicamente de um pino girante não consumível de elevada dureza e elevada resistência

mecânica a quente em contato com duas chapas metálicas a serem unidas. Ao entrar em

contato com as chapas, o pino promove o aquecimento das mesmas, fornecendo a energia

necessária para a união das peças. Para que haja a soldagem ao longo de todo o comprimento

da chapa, ao mesmo tempo em que há o movimento de rotação do pino, há também o

movimento de translação das chapas em relação ao pino.

19

Figura 2.9: Figura esquemática do processo “Center Drive” (Lebedev and Chernenko, 1992).

Figura 2.10: Figura esquemática do processo de soldagem em orbital (Lebedev and

Chernenko, 1992).

Figura 2.11: Figura esquemática do processo de soldagem por vibração (Lebedev and

Chernenko, 1992).

20

Tubo fixo

Suporte

Anel de rotação

e compressão

Figura 2.12: Figura esquemática do processo de soldagem por atrito radial.

Figura 2.13: Representção esquemática do processo “Friction Stir Welding”.

Além dos processos de soldagem mencionados nesse item, outros processos também

foram desenvolvidos a partir do processo de soldagem por atrito. Em destaque, tem-se os

processos de reparo de trincas, dos quais pode-se citar: “Friction Pull Plug Welding” processo

recentemente patenteado por Colett e Cantrell (2002); “Friction Hydro Pillar Processing” ou,

como usualmente é denominado, reparo de trincas por atrito; e o processo de reparo de trincas

por costura, sendo esses dois últimos abordados a seguir.

21

2.2 Reparo de trincas por atrito

O processo de reparo de trincas por atrito ou “Friction Hydro Pillar Processing – FHPP”,

foi desenvolvido em 1990, e patenteado em 1993. Devido ao seu caráter extremamente

recente e à limitação de pesquisas devido à sua patente, existem poucos trabalhos na literatura

tratando de seu aspecto fenomenológico, das características microestruturais da região de

reparo, das propriedades mecânicas da região de reparo ou ainda das potencialidades do

processo. Dessa forma, a revisão que segue, a respeito do processo de reparo de trincas por

atrito, será baseada em alguns poucos trabalhos disponíveis na literatura.

2.2.1 Aspectos fenomenológicos

O processo de reparo de trincas por atrito consiste em fazer um furo cilindro ou cônico

não passante na região da trinca, e, posteriormente, preenchê-lo com um pino também

cilíndrico ou cônico. O pino, aqui denominado de pino de queima, no momento em que entra

em contato com o furo, encontra-se com uma elevada velocidade de rotação, sendo aplicada

uma força axial sobre mesmo, suficiente para deformar o material do pino.

Fundamentalmente, esse processo difere do processo de soldagem por atrito, pela

presença de um consumível (pino de queima). O pino de queima é colocado em rotação em

relação ao eixo do furo da chapa a ser reparada. Após atingir a rotação pré-determinada, o

mesmo é colocado em contato com o fundo do furo e, então, é iniciada a aplicação da força

axial. Devido à aplicação da carga axial e do movimento relativo das superfícies, uma camada

contínua de material plastificado é formada. O pino de queima é totalmente plastificado devido

ao atrito entre as interfaces do pino e do furo, sendo a região vazia existente entre o pino e o

furo preenchida pelo material plastificado do pino.

Thomas e Smith (1997), ao descrever o processo, afirmam que o material plastificado

forma infinitas series de superfícies cisalhadas adiabaticamente. Os mesmos autores afirmam

que o material plastificado da interface é mantido em um regime suficientemente viscoso, de tal

forma, que se tenha um regime de transmissão de força hidrostático. Ou seja, a tensão

existente entre o pino e parte inferior do furo é a mesma da existente entre a parede lateral do

furo e do material plastificado do pino. No entanto, Meyer (2002), em seu trabalho, sugere que

o regime plástico não é suficientemente viscoso de tal forma que haja uma distribuição de

forças de forma hidrostática.

Outro aspecto importante a ser mencionado é que, devido às altas temperaturas

atingidas pelo pino de queima e devido à intensa deformação plástica, o material plastificado

passa por um processo de recristalização dinâmica. Tal fato, juntamente com o curto tempo de

22

resfriamento, promove o refinamento da microestrutura, resultando numa maior dureza na

região preenchida pelo furo em relação ao metal-base.

2.2.2 Influência das geometrias do pino de queima e do furo na qualidade da região de reparo

Um dos principais aspectos ainda a serem trabalhados no processo de reparo trincas

por atrito é a questão geométrica, tanto do pino de queima quanto do furo da chapa de reparo.

Sabe-se, que a utilização de pinos e furos, com geometrias mostradas na figura 2.14, tende a

formar vazios na região de transição entre o fundo do furo e a sua parede lateral. Estes vazios,

além de diminuir a resistência da estrutura pela diminuição de área, constituem pontos

propícios para a geração de trincas.

Meyer (2002) em seu trabalho utiliza várias geometrias de furos e pinos. Os pinos

utilizados por Meyer eram cilíndricos ou cônicos, com pontas cegas, chanfradas e

arredondadas. Ao passo que os furos também eram cilindros ou cônicos, com fundo cego ou

arredondado. Foi reportado nesse trabalho que a utilização de pinos cônicos com furos cônicos

implicava em um maior aporte de calor na peça, resultando em um maior volume de material

aquecido. Tal característica implica em uma menor velocidade de resfriamento, o que leva a

uma menor dureza. Outro ponto importante foi a constatação, que para as geometrias

utilizadas, a geometria do furo era mais importante que a do pino, pois para o furo com fundo

arredondado (Figura 2.15) na realização dos teste sempre houve preenchimento total do furo

pelo pino, independente da geometria do pino. O sucesso da utilização desse tipo de geometria

de furo se deve à transição suave entre o fundo do furo e a parede lateral do mesmo. Apesar

dessa informação fornecer a possibilidade de uma geometria onde se tenha total

preenchimento do furo pelo pino, é necessário um maior estudo a respeito do assunto visando

a redução dos custos de usinagem de campo, visto que a obtenção de tal geometria em um

reparo de campo requer a utilização de ferramentas especiais de usinagem.

23

Figura 2.14: Geometria convencional utilizada no processo de reparo de trincas por atrito, a

qual promove vazios na região de transição entre o fundo do furo e a parede lateral.

Figura 2.15: Geometria de furo com fundo arredondado, que após os testes não apresentou

vazios na região de transição entre o fundo do furo e a parede lateral (Meyer, 2002).

24

2.2.3 Influência das variáveis do processo nas propriedades mecânicas e microestrutura da região de reparo.

Meyer (2002) em seu trabalho mostrou resultados da influência de velocidade de

rotação e da força axial nas propriedades mecânicas da região de reparo. A velocidade de

rotação mostrou ter pouca influência nas propriedades mecânicas da peça, pois com o

aumento da velocidade de rotação não houve redução significativa de dureza ou de limite de

resistência. Foi constatado que a utilização de velocidades de rotação mais elevadas, fato que

implica em um maior aporte de calor da peça, leva ao aumento da zona afetada pelo calor

(ZAC).

A utilização de uma maior força axial por sua vez leva a uma tendência de aumento de

dureza, porém com valores não muito significativos. Com relação à ZAC, devido ao fato de que

maiores forças axiais implicam em maiores taxas de queima do pino e, portando, em um menor

tempo de aquecimento da peça, isso leva, ao contrário da utilização de maiores velocidades de

rotação, a uma ZAC relativamente menor. Foi reportado que a força axial age de forma mais

preponderante que a velocidade de rotação, sendo a principal variável a ser trabalhada nesse

aspecto.

Também foi observado que como no processo de soldagem por atrito, no processo de

reparo de trincas, as propriedades mecânicas da região trabalhada se mostraram superiores às

do metal-base e às do pino, demonstrando mais uma vez as potencialidades do processo.

Em termos de microestrutura, todos os ensaios realizados por Meyer em aços API X65

apresentaram as mesmas tendências, que foi a formação de martensita e ferrita com grãos de

martensita alinhada na interface entre o pino de queima e o furo. A formação desse tipo de

microestrutura se deveu à maior velocidade de resfriamento nessa região. Já a região mais

central das peças, com menores velocidades de resfriamento, mostrou uma microestrutura com

grãos maiores, com presença de ferrita globular e ferrita acicular, sendo que essa última

promove uma melhora significativa na tenacidade da peça.

25

2.2.4 Reparos por costura

O processo de reparo por costura (“Friction stitch welding”), nada mais é que o próprio

processo de reparo de trincas por atrito, no qual o reparo é executado através de uma

seqüência de reparos ao longo de uma linha, de tal forma a reparar todo o comprimento de

uma trinca (Figura 2.16) (Pinheiro et al., 2001).

Em termos de variáveis de processo, tudo o que se aplica ao processo de reparo de

trincas por atrito, também se aplica a esse processo. No entanto, nesse processo existe um

efeito adicional da execução de soldas subsequentes, que é a sobreposição de reparos, que

leva a uma obtenção de propriedades mecânicas diferentes, em relação ao processamento

isolado de um único pino.

Essa diferença nas propriedades mecânicas é devida a uma variável adicional, que é o

fenômeno da recristalização dinâmica e estática realizada sob a ação de reaquecimento pelo

pino subsequente. Como a primeira região sofreu forte deformação plástica, ao ser aquecida

devido à transferência de calor por condução que ocorre durante o reparo da região

imediatamente vizinha à primeira região, passará pelo processo de recristalização, fazendo

com que haja um crescimento dos grãos e uma possível diminuição de sua tenacidade. Meyer,

em seu trabalho, constatou essa alteração de microestrutura e propriedades mecânicas.

Contudo, ainda faz-se necessário um estudo mais abrangente dos efeitos desses sucessivos

tratamentos térmicos gerados pelos novos preenchimentos sobre a qualidade do reparo como

um todo.

Desta forma, justifica-se a construção de uma infra-estrutura capaz de gerar reparos em

estruturas com defeitos. Na seqüência do trabalho, apresentam-se os resultados decorrentes

desse esforço.

Figura 2.16: Processo de reparo por costura, pinos sobrepostos ao longo de uma linha.

26

Capítulo III

DESENVOLVIMENTO DO EQUIPAMENTO DE REPARO DE TRINCAS POR ATRITO

Tendo em vista o grau de complexidade do equipamento, denominado de Unidade de

Processamento de Pinos por Atrito – UPPA, achou-se mais conveniente dividir a abordagem de

seu desenvolvimento em duas partes. A primeira referente ao desenvolvimento do sistema

mecânico, e, a segunda, referente ao desenvolvimento eletro-eletrônico do equipamento.

Assim, o presente capítulo será dividido em dois subitens, abrangendo essas duas etapas.

3.1 Desenvolvimento dos componentes mecânicos

A Unidade de Processamento de Pinos por Atrito possui três sistemas mecânicos

distintos, que são: Conjunto mesa de sustentação – pórtico, cabeça de reparo e unidade

hidráulica, sendo os mesmos detalhados a seguir.

3.1.1 Conjunto mesa de sustentação – pórtico

Este conjunto foi desenvolvido com o intuito sustentar a cabeça de reparo e, ainda, fixar

a amostra ou peça a ser reparada. Sua estrutura pode ser vista na Figura 3.1.

O pórtico de sustentação da cabeça de reparo foi confeccionado em aço carbono ABNT

1020, e seu projeto foi concebido para suportar uma carga vertical de até 70 KN. Um outro

aspecto importante relativo ao pórtico é que o mesmo permite o ajuste da altura da cabeça de

reparo em relação à mesa através do reposicionamento da cabeça de solda presa por pinos,

conforme mostrado na Figura 3.2 a), permitindo, assim, a inserção de uma mesa deslocamento

mono-axial sobre a base do pórtico.

28

Figura 3.1: Conjunto mesa de sustentação – pórtico e cabeça de reparo

A mesa de sustentação, confeccionada em aço carbono ABNT 1020, possui duas

funções propriamente ditas. A primeira de dar sustentação ao pórtico e à chapa de reparo, e a

segunda de fornecer alta rigidez ao sistema, minimizando, assim, problemas de vibração. A

mesma foi concebida com dimensões tais que permitam a utilização de corpos de prova de até

500 mm de largura, os quais são fixados em um porta amostra através da utilização de uma

morsa ou ainda por presilhas de fixação, ilustrado na Figura 3.2 b)

b)a)

Figura 3.2: a) Detalhe do sistema de ajuste de altura do pórtico, b) Mesa de sustentação –

Detalhe do local onde será fixada a amostra, ou inserida a mesa de deslocamento mono-axial.

29

3.1.2 Projeto da Cabeça de Reparo

Dentre todos os componentes projetados e especificados durante a realização do

projeto, a cabeça de reparo (Figura 3.3) foi o de maior complexidade, sendo, portanto, este

subconjunto a “alma” do projeto. Tal complexidade se deve às elevadas solicitações mecânicas

e elevadas velocidades de rotação, às quais o conjunto está submetido, e ainda ao fato de que

dois dos sensores utilizados no projeto estão inseridos dentro da cabeça de reparo. Devido a

tais características, e a necessidade de se construir uma cabeça de reparo com as menores

dimensões possíveis, este conjunto tornou-se o limitante de carga e rotação do sistema.

10

9

8

7

6

5

4

3

2

1

Figura 3.3: Desenho esquemático da cabeça de reparo. 1) Motor hidráulico; 2) Roda dentada;

3) Sensor de rotação; 4) Haste hidráulica; 5) Conexões hidráulicas; 6) Sensor de posição; 7)

Cilindro externo; 8) Acoplamento deslizante; 9) Eixo de rotação; 10) Mancais de rolamento.

30

A cabeça de reparo é constituída de um motor hidráulico que transmite o movimento de

rotação para o eixo através de um acoplamento deslizante. O eixo é inserido em uma haste

hidráulica vazada. A haste possui movimento de translação na vertical e através dos mancais

transmite esse movimento ao eixo. Dessa forma, o eixo passa a possuir os dois movimentos

distintos. Na ponta do eixo á acoplado o mandril, no qual é fixado o pino de queima a ser

processado. A seguir tem-se uma breve descrição dos principais componentes utilizados na

cabeça de reparo, à exceção dos sensores de rotação e posição, que serão descritos no item

3.2.1.

• O motor hidráulico possui potência de 50 KW (65 CV) e velocidade de rotação

nominal de 8000 RPM. Devido às suas características construtivas é conhecido

como motor de torque constante. O torque fornecido pelo motor depende

unicamente da diferença de pressão do fluído hidráulico na entrada e saída do

motor. Desta forma, o mesmo pode ser estimado pela equação fornecida pelo

fabricante, bastando para isso conhecer a diferença de pressão do fluído hidráulico.

• A roda dentada foi inserida ao sistema para que o sensor de rotação fosse capaz de

medir um sinal de freqüência do tipo onda quadrada, que posteriormente é

convertido em velocidade de rotação.

• O cilindro externo foi dimensionado para suportar uma pressão interna de 12 MPa

(pressão capaz de gerar uma força axial de 70 [KN] no pino de queima. Para efetuar

o seu dimensionamento foi utilizado o programa de elementos finitos ANSYS 6.0®.

Como critério de aceitação utilizou-se o da tensão máxima equivalente de von

Misses. Verificou-se, que para o aço utilizado, (DIN St 52, σy = 370 MPa), obteve-se

um coeficiente de segurança superior a 3 (Figura 3.4).

• Para o dimensionamento da haste hidráulica utilizou-se como dado de entrada uma

pressão externa de 12 MPa. Como critério de aceitação novamente utilizou-se o da

tensão máxima equivalente de von Misses. Verificou-se que para o aço utilizado

(ASTM 4140 σy = 417 MPa), obteve-se uma tensão máxima de 46,5 MPa (figura

3.5).

• O acoplamento utilizado é um acoplamento do tipo deslizante com curso máximo de

45 mm, torque nominal de 45 Nm e torque de pico máximo de 90 Nm.

• O eixo confeccionado em aço ASTM 4140 é apoiado em dois conjuntos de mancais

de rolamento, para os quais são transmitidos os esforços axiais e tangenciais.

Devido à elevada rotação do sistema (8000 RPM), os rolamentos, para que

tivessem uma vida útil satisfatória, ficaram limitados a cargas de no máximo 50 KN

axial e 10 KN tangencial, sendo esses os valores máximos de cargas que podem

31

ser utilizados durante o processamento de pinos. Dessa forma, o valor da carga

axial máxima foi reduzido de 70 [KN] para 50 [KN].

Figura 3.4: Análise por elementos finitos das tensões equivalentes de von Misses [MPa] no

cilindro externo, quando submetido a uma pressão interna de 12 MPa.

Figura 3.5: Análise das tensões equivalentes de von Misses [MPa] na haste hidráulica, quando

submetida a uma pressão externa de 12 MPa.

32

3.1.3 Unidade Hidráulica

A unidade hidráulica (Figura 3.6) tem por finalidade básica prover energia tanto ao

motor hidráulico, quanto à haste hidráulica. Dentre os componentes da unidade hidráulica,

pode-se destacar como mais importantes o reservatório de óleo com capacidade de 400 litros,

três conjuntos de moto-bombas, e o bloco de válvulas.

Cada conjunto de moto-bomba tem uma finalidade específica. O primeiro conjunto, com

potência de 0,75 KW (1 CV), é responsável pela recirculação e filtragem do óleo. O segundo

conjunto moto bomba, com potência de 1,5 KW (2 CV), é responsável por fornecer fluído à

haste hidráulica com pressão de até 12 MPa, e vazão de 5 litros/min, o que garante uma

velocidade máxima de deslocamento da haste de aproximadamente 11 mm/s. O terceiro e

último conjunto moto bomba tem potência de 75 KW (100 CV), sendo responsável pelo

acionamento do motor hidráulico. A vazão é de até 99 litros/min e pressão máxima da ordem

de 35 MPa, o que garante um torque máximo no motor hidráulico de 57 Nm.

Figura 3.6: Foto da unidade hidráulica – Reservatório de óleo e moto-bombas.

33

O bloco de válvulas possui seis válvulas, sendo três responsáveis pelo controle lógico

de pressão e vazão do fluido que aciona o motor hidráulico e três responsáveis pelo controle

lógico de pressão e vazão do fluido que aciona a haste hidráulica (Figura 3.7). Ao ser

bombeado do reservatório o fluido de acionamento do motor hidráulico passa inicialmente por

uma válvula limitadora de pressão (pressão máxima de 35 MPa) com ajuste manual.

Posteriormente o fluido passa por uma válvula direcional de arco elétrico (válvula de

ventagem), acionada por sinal elétrico digital de 24 Volts. Esta válvula tem por objetivo fazer a

recirculação do fluido quando o motor hidráulico não estiver sendo acionado. Finalmente o

fluido hidráulico passa por uma válvula direcional proporcional com acionamento por sinal

analógico de –10 a 10 Volts. Esta válvula tem por objetivo controlar a vazão de óleo para o

motor hidráulico e por conseqüência a velocidade de rotação do motor (a velocidade de rotação

do motor é diretamente proporcional à vazão de fluido hidráulico), sendo a sua principal

característica o baixíssimo tempo de resposta (abertura de 0 a 100% em 15 ms).

A lógica hidráulica atuante na haste hidráulica (Figura 3.7) é bastante semelhante à

vista anteriormente, sendo que neste caso a válvula limitadora de pressão permite um ajuste

de pressão máxima de 12 MPa. Já a válvula de ventagem (válvula responsável pela

recirculação do óleo quando a moto-bomba está ligada e o sistema – haste hidráulica – não

está sendo alimentado de óleo) possui as mesmas características da usada no controle do

motor hidráulico, diferenciando apenas pelas dimensões. Finalmente, a terceira válvula é uma

válvula direcional proporcional acionada por sinal analógico de –10 a 10 Volts. Esta válvula

permite o controle da pressão na haste hidráulica e como conseqüência o controle da força

atuante no pino de queima. Esta válvula também permite limitar a vazão máxima de fluido,

sendo possível através dela limitar a velocidade máxima de queima do pino (Burn-off rate

máximo).

34

Figura 3.7: Diagrama esquemático da unidade hidráulica. 1) Reservatório; 2) Moto-bomba de

acionamento da haste; 3) Válvula limitadora de pressão da haste; 4) Válvula de ventagem da

haste; 5) Válvula direcional proporcional de controle da diferença de pressão da haste; 6)

Sensores de pressão da haste; 7) Haste hidráulica; 8) Sensor de pressão do Motor hidráulico;

9) Motor Hidráulico; 10) Válvula de ventagem do motor hidráulico; 11) Válvula limitadora de

pressão do motor hidráulico; 12) Válvula direcional proporcional de controle de vazão; 13)

Moto-bomba de acionamento do motor hidráulico.

35

3.2 Sistema elétrico

O sistema elétrico de acionamento do equipamento de reparo de trincas (Figura 3.8) é

composto basicamente pelos seguintes componentes:

• Disjuntor elétrico de 350 Ampéres;

• Painel elétrico – alimentado com tensão de 220 [Volts] e corrente máxima de 350

[A]. Em seu interior estão instaladas as fontes de tensão contínua (24 Volts; ± 15

Volts), cartões PID de controle de força axial e velocidade de rotação, cartões

lógicos de condicionamento de sinal, relés, potenciômetros e chave estrela-triângulo

para partida do motor elétrico de maior potência;

• Três motores elétricos – alimentados a partir do painel elétrico, o primeiro para

acionamento da bomba que fornece fluido ao motor hidráulico tem potência de 75

KW (100 CV), sendo sua partida realizada através da chave estrela-triângulo; o

segundo motor elétrico, para acionamento da bomba de recirculação de fluido tem,

potência de 750 Watts (1 CV), com acionamento direto; o terceiro motor elétrico,

para acionamento da bomba que fornece fluido à haste hidráulica, de potência de

1,5 KW (2 CV), também com acionamento direto.

Figura 3.8.: Desenho esquemático da alimentação elétrica dos motores.

36

3.3 Sistema de controle

3.3.1 Componentes do sistema de controle

Devido à necessidade de um baixo tempo de resposta do sistema de controle, preferiu-

se realizar o controle da UPPA via “hardware” utilizando para isto cartões analógico com

algoritmo de controle PID. A figura 3.9 representa o fluxo de informações, transmitido via sinais

analógicos do sistema de controle. Os principais componentes do sistema de controle são

descritos a seguir.

• Sensor de posição resistivo, curso máximo L = 75 [mm]; alojado na cabeça de

reparo do equipamento e alimentado por uma fonte de 6 Volts. Este mede o

deslocamento axial do pino de queima, gerando um sinal de saída analógico 0 – 6

Volts, proporcional ao deslocamento do pino;

• Sensor de pressão de diafragma, pressão máxima P = 35 MPa; colocado na linha de

retorno de fluido do motor hidráulico alimentado com tensão de 24 Volts. Mede a

pressão na linha, gerando um sinal de saída de 0 – 10 Volts, que é proporcional ao

torque no motor;

• Sensor de pressão de diafragma, pressão máxima P = 10 MPa; em número de dois,

alojados na linha de pressão e retorno da haste hidráulica. Ambos são alimentados

com 24 Volts, sendo seus sinais de saída de 0 – 10 Volts. A força atuante na haste é

proporcional à diferença entre esses dois sinais;

• Sensor de aproximação, freqüência máxima f = 1 kHz; alojado junto ao eixo à 2 mm

de uma roda dentada de 6 dentes, alimentado com 15 Volts. Gera um sinal do tipo

onda quadrada de freqüência igual a 6 vezes a freqüência de rotação do eixo e

amplitude de 15 Volts;

• Cartões lógicos de condicionamento de sinal (figura 3.10); em número de dois foram

desenvolvidos no âmbito desse trabalho, sendo que o primeiro tem a função de

converter o sinal de freqüência da rotação em um sinal analógico de 0 – 10 Volts,

proporcional à velocidade de rotação do motor. Já o segundo, trata-se de um circuito

subtrator, responsável por geral um sinal 0 – 10 Volts, proporcional à diferença entre

os sinais dos sensores de pressão alojados na linha de pressão e retorno da haste,

que, por conseqüência, é proporcional à força axial no pino de queima;

• Cartão de controle PID da velocidade de rotação; este cartão é responsável pelo

controle da velocidade de rotação do pino de queima. É feita uma comparação entre

o valor de referência enviado pela CPU e o valor adquirido do cartão lógico de

processamento do sinal da velocidade de rotação. A partir do processamento desses

37

dois sinais é enviado o sinal para maior ou menor abertura da válvula direcional

proporcional de controle da rotação;

• Cartão de controle PID da força axial; responsável pelo controle da força axial. Este

cartão recebe três sinais. O primeiro sinal é o de referência (-10 a 10 Volts) advindo

da CPU e os outros dois são referentes aos sinais dos sensores de pressão alojados

na linha de entrada e saída de fluido da haste hidráulica. O próprio cartão subtrai os

sinais dos sensores e compara com o valor de referência, enviando um sinal que

pode aumentar ou diminuir a abertura da válvula, ou ainda, no caso do retorno da

haste, inverter a linha de pressão do fluido hidráulico;

• CPU – Pentium IV, 1.6 GHz – 512 Mb - Memória RAM, com uma placa se aquisição

de dados modelo PCI DAS 1200 Jr; a CPU é responsável pela execução do

algoritmo do processo de reparo de trincas, enviando através de sinais analógicos,

por intermédio da placa de aquisição de dados, os valores de referência da

velocidade de rotação e da força requerida para os respectivos cartões de controle.

A CPU, também através da placa de aquisição de dados, recebe os sinais

analógicos com informações em tempo real da força aplicada, da velocidade de

rotação, do torque aplicado e do deslocamento axial. Finalmente, cabe à CPU a

função de enviar os sinais digitais responsáveis pela abertura e fechamento das

válvulas de ventagem e, também receber os sinais digitais de: alarme de

temperatura elevada de óleo, sinal de segurança do painel elétrico e sinal do final da

partida do motor elétrico de 100 CV.

MOTOR HIDRÁULICO HASTE

SR VRV TP1 TP2 TP3 VRP SP

N x t T x t F x t

• SR: Sensor de Rotação;• VRV: Válvula Reguladora de Vazão;• TP1: Transdutor de pressão alojado na entrada do motor;• CPR: Cartão lógico de processamento da Vel. Rotação;• CCV: Cartão de controle da vazão;• N: Rotação [Rpm];• T: Torque [N*m].

• TP2: Transdutor de pressão alojado na entrada da haste;• TP3: Transdutor de pressão alojado na saída da haste;• VRP: Válvula Reguladora de pressão;• SP: Sensor de posição;• CPF: Cartão lógico de processamento da força axial;• CCP: Cartão de controle da pressão;• F: Força [N];• ∆l: Comprimento de queima [mm];

∆l x t

CPU

CCV CCPCPR CPF

Figura 3.9: Fluxo de informações dos sinais analógicos de controle e monitoração das variáveis do processo de reparo de trinca.

a)

b

Figura 3.10: Representação esquemática dos cartões lógicos de condicionamento de sinal, a)

Circuito lógico de condicionamento do sinal da rotação; b) Circuito lógico de condicionamento

de sinal da força axial.

Além dos sinais analógicos descritos anteriormente, o sistema de controle também

possui sinais digitais que têm atuação em componentes periféricos do equipamento,

responsáveis não só pelo adequado funcionamento do equipamento, como também pela

segurança patrimonial e pessoal.

Os sinais digitais trabalham em dois padrões de tensão diferentes. O primeiro, da placa

de aquisição de dados, é de 0 – 5 Volts, e o segundo, do CLP, 0 – 24 Volts. Por isso, para que

40

houvesse a comunicação entre a placa de aquisição de dados e o CLP, foi necessário o

desenvolvimento de dois “drivers”. O primeiro (figura 3.11) tem por função transformar o sinal

de 24 Volts do CLP em 5 Volts e o segundo (figura 3.12) fazer a operação inversa, ou seja,

transformar o sinal de 5 Volts da placa de aquisição em 24 Volts, possibilitando, assim, a

perfeita comunicação entre os sinais digitais do CLP e da placa de aquisição de dados.

Figura 3.11: Representação esquemática do circuito conversor de 24 Volts P/ 5 Volts.

Figura 3.12: Representação esquemática do circuito conversor de 5 Volts P/ 24 Volts.

41

3.3.2 Programa de controle do processo de reparo de trincas

O programa de controle foi desenvolvido de forma interativa entre a confecção do

algoritmo e a implementação do mesmo. Inicialmente, desenvolveu-se o algoritmo inicial de

controle que, posteriormente, foi implementado em Labview 6.0®. Após a implementação do

algoritmo foram observados os primeiros pontos de possíveis otimizações do programa. Esses

pontos de otimização se referem principalmente à adequação do algoritmo à linguagem

utilizada e à busca de um melhor desempenho do programa com a eliminação de possíveis

erros no algoritmo. Esse processo de otimização e correção durou quase todo o período de

desenvolvimento do projeto, o que culminou no algoritmo final representado nas Figuras de

3.13 a 3.17.

O algoritmo final ficou constituído de um laço principal (figura 3.13) indicativo de

diferentes etapas de processo, e ainda de quatro sub-rotinas principais. A primeira subrotina é

a de retorno da haste (Figura 3.14), na qual se estabelece o instante em que a haste hidráulica

deve retornar para a posição superior do pino. A segunda subrotina, aqui denominada de fase

de recobrimento (Figura 3.15) é acionada quando o equipamento é utilizado para a realização

do processo de recobrimento por atrito (“friction surfacing”), no qual têm-se, além do movimento

de rotação e translação axial do pino, o movimento simultâneo de translação de uma mesa de

deslocamento monoaxial. Essa subrotina foi inserida ao programa tendo em vista a futura

instalação de uma mesa de deslocamento monoaxial, que viria a possibilitar a realização do

processo de recobrimento por atrito. É na terceira subrotina ou fase de “queima do pino”

(Figura 3.16) que ocorre o processo de reparo de trincas. Nessa sub-rotina são aplicadas a

força axial e a velocidade de rotação em um único estágio ou em vários estágios. A quarta e

última rotina corresponde à fase de forjamento (Figura 3.17), que pode ou não ser utilizada.

Uma característica importante do programa desenvolvido é a interface do mesmo com o

usuário. Através de uma janela gráfica é possível ao usuário informar o número de estágios

requeridos, entrar com os valores de referência das variáveis de entrada (velocidade de

rotação, força axial e comprimento de queima para cada estágio), indicar se deseja um

processo com ou sem forjamento e, em caso positivo, indicar a força e o tempo de forjamento.

Através do programa, o usuário também pode acompanhar em tempo real, por meio gráficos, o

desenvolvimento dos valores das variáveis adquiridas. O mesmo também permite a exportação

dos dados adquiridos em forma matricial para uma posterior análise dos resultados obtidos.

O programa ainda é dotado de um sistema de segurança que interrompe o processo,

caso o valor de alguma variável desvie abruptamente do seu valor de referência. O programa

pode ainda ser interrompido diretamente pelo operador, caso esse verifique algum erro ou falha

no sistema.

42

Sim

Não

NãoComforjamento?

Não

Sim

Fazerretorno?

Aquisiçõesdigitais, OK?

Sim

Não

Comtranslação da

mesa?Sim

DADOS DE ENTRADA

Retornoda haste Final

Retorno da haste

Fase de queima do pino

Fase de forjamento

Final

Retornoda haste Final

Fase de recobrimento

Retorno da haste

Final

Figura 3.13: Laço principal do programa de controle do processo de reparo de trincas e

recobrimento.

43

Sim

Posição absoluta < 0,5 [mm]?

Não

Inverte linhas de presão e

retorno da haste

Fecha válvula de ventagem da haste

Aplica força de retorno

0 p/ força de retorno

Abre válvula de ventagem da haste

Inverte linhas de presão e retorno da haste

Final da fase de retorno

Figura 3.14: Subrotina de retorno da haste.

44

Não

Força > 0,5Xforça avanço?

NãoSim

Sim

Não

Sim

Não Sim

Fechar válvula de ventagem do motor hidráulico

Implementar rotação do motor hidráulico

Aplicar força avanço

Adquirir sinais analógicos


Implementar força axial

Tempo > tempode aquecimento?


Aplicar sinal detranslação da mesa


Mensagemde erro

Sinaisanalógicos, OK? Final

Deslocamento da mesa> deslocamento total?

Final da fase deunião de peças.

Fechar válvula de ventagem da haste

Figura 3.15: Subrotina – Fase de recobrimento.

45

Força > 0,5Xforça avanço?

NãoSim

Posição relativa> posição(i)?

i = n?

Posição relativa> posição(n)?

Não

Não

Não

Não

Sim

Sim

Sim

Sim

Fechar válvula de ventagen motor hidráulico

Implementar rotação(1)

Aplicar força avanço


Zerar posição relativa

Aplicar força(i)


Implementar forca(1)

Mensagemde erro


Sinaisanalógicos, OK?

Aplicar rotação(i)

i = i+1

Final

Final da fase dequeima do pino.

Fechar válvula de ventagen da haste

Figura 3.16: Subrotina da fase de “queima do pino”.

46

Não

Sim

Sim

Não

Fechar válvula de ventagen do motor

Interromper rotação

Aplicar força de forjamento

Mensagem de erro


Sinais analógicos, OK? Final

Tempo > tempo de forjamento?

Final da fase de forjamento.

Figura 3.17: Subrotina da fase de forjamento do pino de queima.

Capítulo IV

Calibrações

4.1 Deslocamento axial

Para a calibração do sensor de deslocamento axial foram utilizados um paquímetro

digital de resolução 0,01 mm e um multímetro portátil. Abaixo segue o procedimento utilizado

para calibração do sensor.

1. Medição do valor da tensão de saída do sensor na posição de zero absoluto pela

placa de aquisição e respectiva conferência com o multímetro;

2. Avanço da haste hidráulica até que ocorresse uma variação de 0,2 Volts na leitura

da placa de aquisição;

3. Medição da tensão de saída do sensor via placa de aquisição e via multímetro, e

medição do deslocamento axial com o paquímetro;

4. Repetição dos passos 2 e 3 até que a haste chegasse ao fim de curso;

5. Para uma melhor confiabilidade dos resultados, os passos de 1 a 4 foram repetidos

por 3 vezes;

6. Plotagem da curva de calibração e obtenção da equação de conversão do valor lido

de tensão em deslocamento axial.

A Figura 4.1 apresenta a curva de calibração do sensor de posição, pode-se perceber

pela curva que trata-se de um sensor com grande linearidade com coeficiente de correlação

igual à 0.99996 e cuja equação de conversão é descrita por:

y [mm] = -12,66*V + 64,43; (4.1)

48

y [mm] = -12,66*V + 64,43R2 = 0,99996

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

1 2 3 4 5Tensão [Volts]

Des

loca

men

to a

xial

[mm

]

6

Figura 4.1: Curva de calibração do sensor de posição.

4.2 Calibração da força axial

Para calibração da força axial é necessário a calibração de dois sinais: o primeiro

referente ao sinal de aquisição da força axial advindo do cartão lógico de condicionamento de

sinal (circuito subtrator), responsável por processar a diferença entre o valor da pressão de

fluido na entrada da haste da pressão do fluido da saída da haste. O segundo sinal é referente

ao sinal de referência que é enviado da CPU para o cartão PID. A necessidade de fazer a

calibração desses dois sinais é explicada pelo fato de que o ganho (fator multiplicador do sinal)

do circuito de aquisição é diferente do circuito de envio de sinal.

Foram utilizados no procedimento de calibração uma célula de carga AKROS 50 KN, o

respectivo condicionador de sinal e um multímetro portátil. Antes do procedimento de

calibração foi feita uma aferição da célula de carga, na qual constatou o seu perfeito

funcionamento e linearidade. A calibração da força axial contou com o seguinte procedimento:

49

1. Posicionamento e alinhamento da célula de carga;

2. Envio de um sinal de saída de força de -0,3 Volts, suficiente para o início do

deslocamento axial da haste hidráulica;

3. Leitura do sinal adquirido do cartão de condicionamento de sinal da força (circuito

subtrator) em Volts, via multímetro e via placa de aquisição de dados;

4. Leitura da força axial no conversor de sinal da célula de carga;

5. Aplicação de um sinal de saída de força -0,5 Volts e respectivas leituras conforme

passos 3 e 4;

6. Incremento do sinal de saída de -0,5 Volts com respectivas leituras conforme passos

3 e 4 até o valor de saída do sinal da força chegar a -3,5 Volts o que corresponde à

aproximadamente 50 KN.


3 vezes;

8. Plotagem do gráfico de calibração do sinal de saída em função da força axial, e do

sinal de aquisição também em função da força axial.

Após a execução do procedimento acima descrito foram obtidas as curvas de calibração

da força axial (Figuras 4.2 e 4.3) e as respectivas equações de calibração. Em ambas as

curvas, o valor do coeficiente de correlação foi de 0,9990, o que corresponde a um elevado

grau de linearidade. Também, pode ser visto em ambas as curvas, que o desvio padrão é

bastante reduzido mostrando uma ótima precisão e repetibilidade. As equações de calibração

são descritas por:

• Sinal de saída da força axial: V [Volts] = -0,066*F [KN] – 0,160; (4.2)

• Aquisição da força axial: F [KN] = 15,26*V [Volts] – 2,91; (4.3)

Após a obtenção das equações 4.2 e 4.3 as mesmas foram inseridas no programa

de controle do processo, fazendo a conversão da aquisição, dada em volts, para KN, e

transformando a saída cuja entrada pelo usuário é em KN, em Volts.

50

y = -0,066*F - 0,160R2 = 0,9990

-4,00

-3,50

-3,00

-2,50

-2,00

-1,50

-1,00

-0,50

0,00

0 10 20 30 40 50Força axial [KN]

Sina

l de

saíd

a [V

olts

]

60

Figura 4.2: Curva de calibração do sinal de saída da força axial, enviado para o cartão de

controle PID da força axial.

y = 15,26*V - 2,91R2 = 0,9990

0

10

20

30

40

50

60

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

Sinal de aquisição da força axial [Volts]

Forç

a A

xial

[KN

]

0

Figura 4.3: Curva de calibração da aquisição da força axial, advindo do cartão condicionador de

sinal da força (circuito subtrator).

51

4.3 Calibração da velocidade de rotação

Da mesma forma que na calibração da força axial, para a calibração da velocidade de

rotação foi necessário calibrar dois sinais. O primeiro, referente ao sinal de aquisição da

velocidade de rotação, advindo do cartão lógico de condicionamento de sinal da velocidade de

rotação (conversor de freqüência em tensão). O segundo sinal é o sinal de referência que é

enviado para o cartão PID de controle da velocidade de rotação.

Na calibração da velocidade de rotação foram utilizados um multímetro portátil para

medir o sinal advindo do cartão lógico de processamento de sinal e um osciloscópio digital para

medição da freqüência de pulsação enviada pelo sensor de velocidade de rotação. Abaixo

segue o procedimento utilizado para calibração da velocidade de rotação:

1. Instalação do osciloscópio capturando, em paralelo com o cartão de

condicionamento de sinal da velocidade rotação, o sinal advindo do sensor indutivo

de medição de freqüência;

2. Envio de um sinal de referência para o cartão PID de 0 Volts;

3. Medição da freqüência do sinal do sensor de rotação pelo osciloscópio;

4. Medição do valor do sinal de aquisição da velocidade de rotação pela placa de

aquisição de dados e pelo multímetro portátil;

5. Cálculo da velocidade de rotação em RPM para a freqüência medida pelo

osciloscópio, dado pela seguinte equação: N = 60*f/n, sendo N a velocidade de

rotação [RPM], f a freqüência [Hz] e n o número de dentes da roda dentada, que

nesse caso é igual a 6;

6. Incremento do sinal de referência de 0,5 em 0,5 Volts até uma saída final de 9,5

Volts com repetição dos passos de 3 a 5 para cada incremento de tensão;


3 vezes;

8. Plotagem das curvas de calibração do sinal de aquisição da velocidade de rotação e

do sinal de saída de referência em função da velocidade rotação;

Após a execução do procedimento acima descrito foram obtidas as curvas de calibração

da velocidade de rotação (Figuras 4.4 e 4.5) e as respectivas equações de calibração, as quais

foram inseridas no programa de controle. Em ambas as curvas, o valor do coeficiente de

correlação foi superior a 0,99, indicando uma elevada linearidade. Também, pode ser visto um

reduzido desvio padrão indicando boa precisão e repetibilidade. As equações obtidas são:

• Sinal de saída da vel. de rotação: V [Volts] = -0,0014*N [RPM] – 0,542; (4.4)

• Aquisição da vel. de rotação: N [RPM] = 988,23*V [Volts] – 22,32. (4.5)

52

y = 0,0014*N - 0,542R2 = 0,9989

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 2000 4000 6000 8000Velocidade de Rotação [RPM]

Sin

al d

e sa

ída

do s

etpo

int [

Volts

]

Figura 4.4: Curva de calibração do sinal de saída da velocidade de rotação, enviado para o

cartão de controle PID.

N = 988,23*V - 22,32R2 = 0,9990

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 2 4 6 8Aquisição da velocidade de rotação [Volts]

Vel

ocid

ade

de R

otaç

ão [R

PM

]

Figura 4.5: Curva de calibração da aquisição da velocidade de rotação, advindo do cartão

condicionador de sinal da velocidade de rotação (conversor de freqüência em tensão).

53

4.4 Estimativa do torque

Devido às características geométricas do equipamento não foi possível alojar no mesmo

um torquímetro capaz de medir com precisão o valor do torque resistivo proveniente do atrito

entre o pino e a peça. Desta forma, preferiu-se utilizar a equação de torque fornecida pelo

fabricante do motor hidráulico (Mannesmann Rexroth, www.Bosch.com.br), para fazer uma

estimativa do valor do torque. A equação é dada por:

T [N*m] = Vg*∆P*ηmh/2π; (4.6);

Onde:

Vg: Cilindrada do motor hidráulico [cm3], que para o motor em questão é de 10,3 cm3;

∆P: Diferença de pressão entre a entrada e saída do motor hidráulico, dada em MPa;

ηmh: Rendimento mecânico do motor hidráulico.

Para estimar o valor do torque foi preciso determinar duas variáveis, que são a pressão

do fluido hidráulico na entrada do motor hidráulico e a pressão do mesmo fluido na saída do

motor hidráulico.

O valor da pressão do fluido de entrada foi obtido pelo alojamento de um sensor de

pressão do tipo membrana na linha de entrada de fluido, logo após a válvula limitadora de

pressão, sendo regulada para uma pressão de 31,5 MPa. Terminada a regulagem da válvula

limitadora de pressão, foram feitas várias medidas da pressão de entrada para diferentes

velocidades de rotação e diferentes torques resistivos. Foi observado que o valor da pressão

de entrada era praticamente constante e igual à 31,5 MPa, sendo que a variação desse valor

foi inferior a 2%.

Após realizada a verificação da pressão de fluido da linha de entrada, o sensor foi

recolocado na linha de saída, onde indicava de forma direta o valor da pressão de saída do

fluido para os diferentes torques resistivos.

Ao invés de obter o rendimento mecânico hidráulico do motor, preferiu-se apenas

subtrair do valor do torque resistivo o valor da diferença de pressão necessária para o motor

girar em vazio (valor referente às perdas mecânicas), a qual era de 5,95 MPa. Tal simplificação

implica em um erro na leitura do torque, fazendo com que seu valor possa ser usado apenas a

titulo comparativo. Desta forma, a equação 1, ficou em função apenas da pressão de saída do

fluido hidráulico, sendo dada por:

http://www.bosch.com.br/

54

T [N*m]= 41,9 – 1,94*Ps; (4.7)

Onde:

Ps: Pressão de saída do fluido hidráulico dada, em MPa.

A equação acima pode ser rescrita para a leitura do sensor em Volts, bastando utilizar a

relação de conversão fornecida pelo fabricante do sensor (1 Volt = 3,5 MPa). Desta forma, tem-

se:

T [N*m] = 41,9 – 0,554*V; (4.8)

Onde:

V: Leitura do sensor de pressão alojado na linha de saída do fluido hidráulico dado em

Volts.

Capítulo V

Procedimento para Realização dos Ensaios de Validação do Equipamento

5.1 Materiais utilizados

A primeira etapa para a definição do procedimento experimental para realização dos

ensaios de validação do equipamento foi a definição dos materiais a serem utilizados. Devido

ao fato de não se pretender nesta fase do projeto determinar a efetividade do processo quanto

da união de ligas metálicas complexas, optou-se por utilizar tanto para o pino de queima,

quanto para a chapa de reparo, o aço carbono ABNT 1020.

Para preparação das amostras foram adquiridas barras circulares de aço carbono de

diâmetro 3/8” e 1/2” (9,35 mm e 12,7 mm) e chapas de aço carbono de espessura de 1 ½”

(38,1 mm), sendo realizada análise metalográfica, tanto da chapa quanto da barra circular de

menor diâmetro, para verificação da microestrutura das amostras antes da realização dos

ensaios. A análise de composição química de ambos os materiais foi realizada no Centro de

Pesquisas da PETROBRAS – CENPES (tabela 5.1).

Através da análise de composição química, percebe-se que tanto o material da chapa

de reparo, quanto o do pino, têm composição típica de aço ABNT 1020.

No caso do material da chapa de reparo, percebe-se uma microestrutura típica de aço

laminado, ou seja, com “bandas” de ferrita e perlita. Já para o material do pino tem-se uma

microestrutura nitidamente mais refinada, com presença de perlita e ferrita.

Tabela 5.1: Composição química dos materiais utilizados na confecção das amostras

(porcentagem em peso)

Material C S P Si Mn Cr Ni Mo + V

Chapa Aço Carbono, esp. = 1 1/2" 0,21 0,011 0,022 0,22 1,17 0,01 0,02 < 0,01

Barra de Aço Carbono, D = 3/8"

(Pino)

0,18 0,012 0,019 0,20 0,71 0,01 0,03 < 0,01

56

a) b)

100 µm 100 µm

Figura 5.1: Microestrutura do material utilizado para a confecção de: a) chapa de reparo, b)

pino de queima.

5.2 Geometrias de furos e pinos empregadas

Foram utilizadas quatro geometrias diferentes de pino, nas quais variaram o ângulo de

ponta (118º e180º) e o diâmetro dos pinos (9,35, 12 e 12,7 mm). A Figura 5.2 mostra as quatro

geometrias utilizadas nos ensaios de validação do equipamento.

Todas as chapas de reparo possuíam as mesmas dimensões básicas (50x50x38,1 mm),

diferenciando-se apenas pela geometria dos furos. Também foram utilizadas quatro geometrias

de furos (conforme pode ser visto pela Figura 5.3), diferenciando-se uns dos outros pelo

diâmetro do furo (11, 12 e 14,3 mm) e ângulo de fundo (118º e 180º).

Figura 5.2: Geometria dos pinos utilizados durante os ensaios de validação do equipamento.

57

Figura 5.3: Diferentes geometrias das chapas de reparo usadas nos ensaios de validação.

Vale ressaltar, que por se tratar de ensaios de validação do equipamento e não de

análise precisa do processo, achou-se por bem não fazer medições precisas dos ângulos de

ponta e diâmetros dos pinos como também dos da chapas de reparo, proporcionando maior

agilidade no desenvolvimento dos ensaios de validação.

5.3 Parâmetros de processo utilizados

Ao todo foram realizados 20 ensaios, ao longo dos quais variou-se o número de

estágios empregados, velocidade de rotação, força axial, comprimento de queima, além das

diferentes geometrias de pino de queima e chapa de reparo, mencionadas no item 5.2.

Nesta etapa do projeto buscava-se estabelecer os limites de operação do equipamento,

como também observar o comportamento do processo em diferentes faixas de trabalho. Nesta

etapa, buscou-se também, fazer a regulagem manual das válvulas limitadoras de pressão e da

vazão máxima da válvula direcional proporcional de controle da força axial.

Desta forma, os parâmetros utilizados foram definidos ao longo dos ensaios, tendo em

vista a evolução dos mesmos. A tabela 5.2 ilustra todos os parâmetros utilizados ao longo dos

20 ensaios.

58

Tabela 5.2: Parâmetros utilizados na realização dos ensaios de validação

Ensaio Nº Est.

Força Axial [N]

Vel. Rotação [rpm]

Comp. Queima [mm]

Diâm. Pino [mm]

Diâm. Furo [mm]

Âng. De Ponta

1 1 3000 5000 8 9,35 12 118º

2 1 3000 5000 6 9,35 11 118º

3 1 5000 5000 6 9,35 11 118º

4 1 5000 5000 6 9,35 11 118º

5 1 8000 5000 10 9,35 11 118º

6 1 5000 5000 10 9,35 11 118º

7 2 3000/5000 6500/5000 5/10 9,35 11 118º

8 1 3000 6000 10 9,35 11 118º

9 1 20000 5000 8 12 14,3 118º

10 1 25000 5000 12 12 14,3 118º

11 1 25000 5000 12 12 14,3 118º

12 1 25000 5000 10 12 14,3 118º

13 2 4000/25000 5000/5000 4/8 12 14,3 118º

14 2 4000/25000 5000/5000 4/12 12 14,3 118º

15 2 4000/25000 5000/5000 4/12 12 14,3 118º

16 2 4000/25000 4000/4000 4/12 12 14,3 118º

17 1 25000 5000 12 12 14,3 118º

18 1 25000 5000 12 12 14,3 180º

19 1 25000 5000 12 12 14,3 180º

20 1 25000 5000 12 12,7 14,3 180º

5.4 Análise da qualidade da região de reparo

Durante a realização dos ensaios os valores da força axial, velocidade de rotação e

comprimento de queima eram obtidos e armazenados sendo que, ao término do ensaio os

mesmos eram exportados para realização futura de uma análise mais detalhada. Além da

observação dessas variáveis, foi necessário, para um melhor estudo do processo como um

todo, uma análise mais apurada das condições da região de reparo.

A verificação das condições da região de reparo foi feita em quatro etapas distintas. A

primeira etapa consistia em se fazer uma corte transversal na chapa de reparo, longitudinal ao

pino, e realizar uma inspeção visual para verificar se houve ou não preenchimento do furo pelo

59

material do pino. Em caso positivo, prosseguia-se com a segunda etapa. Na segunda etapa era

feita uma macrografia da seção transversal da peça, na qual observa-se a ocorrência ou não

de ligação metálica entre o material do pino e do furo. Na terceira etapa era realizada a análise

microestrutural da região de reparo, na qual era observada a microestrutura do material

adicionado, como também a microestrutura da interface entre a chapa de reparo e pino de

queima. As micrografias da interface foram feitas em microscópio óptico, enquanto que a

microestrutura do pino foi realizada via microscopia eletrônica de varredura.

A quarta e última etapa consistia em fazer uma avaliação das propriedades mecânicas

da região de reparo, tendo por base o levantamento de perfis de microdureza. Para a

realização dos ensaios de microdureza foi utilizado o penetrador Vickers com carga de 50 gf,

sendo a carga aplicada durante um período de 15 segundos. Para cada amostra foram

realizados dois perfis de microdureza: o primeiro vertical e o segundo horizontal. O perfil

vertical teve seu primeiro ponto a 4 mm abaixo do fundo da região de reparo (Figura 5.4), e o

último ponto do perfil vertical era situado 12 mm acima do fundo da região de reparo. Para

cada ponto duas outras medidas de microdureza eram realizadas: uma situada 0,5 mm à direita

e outra 0,5 mm à esquerda, obtendo-se assim uma média e um desvio padrão para cada ponto

do perfil vertical.

Com relação ao perfil de microdureza horizontal, o mesmo foi realizado 6 mm acima do

fundo da região de reparo, sendo o ponto inicial a 2 mm à esquerda da interface entre o pino e

o furo e o ponto final a 12 mm à direita da mesma interface. Da mesma forma que no perfil

vertical, foram realizados para cada posição duas medidas, uma primeira medida 0,5 mm

acima da medida inicial e uma segunda 0,5 mm abaixo, obtendo, assim, para cada ponto uma

média e o respectivo desvio padrão.

Figura 5.4: Posicionamento das linhas de perfil de microdureza.

60

Capítulo VI

Resultados e Discussões

6.1 Aquisição de dados

Para a realização do ensaio de queima do pino número 1, aplicou-se uma força axial

suposta relativamente baixa, tendo em vista os limites operacionais do equipamento. O gráfico

da figura 6.1 mostra o comportamento das variáveis ao longo do tempo. Observa-se, conduto,

que o ensaio foi interrompido antes que atingisse o comprimento total de queima. Isto se deve

ao fato de que o motor hidráulico travou no meio do ensaio. Além do travamento do motor

hidráulico, esse ensaio apresentou um outro problema que foi a elevada folga radial (1,32 mm)

entre o pino de queima e o furo. Isso fez com que não houvesse o perfeito preenchimento do

furo pelo material do pino. Com o intuído de diminuir a elevada folga radial, passou-se a utilizar

para os ensaios subseqüentes furos da chapa de reparo com diâmetro de 11 mm.

Para sanar o problema do motor hidráulico, decidiu-se inicialmente trabalhar no sistema

de controle do mesmo. Para isto, uma série de alterações nos valores dos parâmetros

direcional, proporcional e integral do PID foi realizada, visando diminuir o tempo de resposta do

sistema de controle e, por conseqüência, evitar o travamento do motor hidráulico. Ao longo

desta etapa foram realizados ao todo sete ensaios (tabela 6.1), sendo que o ganho de força

axial obtido foi bastante reduzido (valor máximo de força axial sem o travamento do motor

hidráulico = 5000 N), indicando que o ideal seria trabalhar na regulagem da válvula limitadora

de pressão do motor hidráulico.

Como pode ser observado na tabela 6.1, apenas os ensaios 2, 4 e 6 obtiveram sucesso,

sendo que os gráficos das figuras 6.2, 6.3 e 6.4 indicam o comportamento das variáveis de

controle ao longo do tempo. Para essas três amostras foram feitas o corte transversal e análise

metalográfica das mesmas, conforme será mencionado no item 6.2 desse capítulo.

62

Vel. de Rotação

Comp. de Queima

Força Axial

Ensaio 1

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 5000 10000 15000 20000 25000Tempo [ms]

Vel.

de R

otaç

ão [r

pm]

Forç

a ax

ial [

N]

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

8

Com

p. Q

ueim

a [m

m]

Figura 6.1: Dados adquiridos durante a execução do ensaio Nº 1, com os seguintes parâmetros

de teste: a) Diâmetro do pino = 9,35 mm, b) Diâmetro do furo = 12 mm, c) Vel. de rotação =

5000 rpm, d) Força axial = 3000 N, e) Profundidade de queima = 8 mm, f) ângulo de ponta =

118º.

Pela análise do gráfico da figura 6.4, observa-se que a velocidade de rotação ficou com

um valor sempre abaixo do estabelecido, isso pode ser explicado pelo fato de que na

realização desse ensaio alterou-se o valor da constante proporcional, diferencial e integral do

cartão de controle PID da velocidade de rotação, fato que alterou o ganho do cartão, fazendo

com que houvesse um erro em regime permanente entre o valor de referência e o valor real da

velocidade de rotação. No entanto, como foi visto nos ensaio 7 e 8, a alteração de tal

parâmetro não trouxe nenhum grande benefício ao comportamento do sistema. Desta forma,

optou-se pela regulagem novamente da constante proporcional do cartão PID em seu valor

inicial. Sendo o mesmo procedimento adotado tanto para os valores da constante integral

quanto para os da constante diferencial.

Os demais ensaios dessa etapa não foram concluídos, pois o motor hidráulico travou,

como pode ser visto na tabela 6.1. Desta forma, nenhuma conclusão mais significativa pode

ser obtida desses ensaios.

63

Tabela 6.1: Parâmetros de processo utilizados nos ensaios de 2 a 8.

Ensaio N.º Est. Força

[N]

Rotação

[rpm]

Comp.

[mm]

Diâm.

Pino [mm]

Diâm.

Furo [mm]

Âng. de

Ponta

Teste

2 1 3000 5000 6 9,35 11 118º Concluído

3 1 5000 5000 6 9,35 11 118º Motor Travou

4 1 5000 5000 6 9,35 11 118º Concluído

5 1 8000 5000 10 9,35 11 118º Motor travou

6 1 5000 5000 10 9,35 11 118º Concluído

7 2 3000/5000 6500/5000 5/10 9,35 11 118º Motor travou

8 1 3000 6000 10 9,35 11 118º Motor travou

Vel. de Rotação

Comp. de Queima

Força Axial

Ensaio 2

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 5000 10000 15000

Tempo [ms]

Vel.

de R

otaç

ão [r

pm]

Forç

a A

xial

[N]

0

1

2

3

4

5

6

Com

p. d

e Q

ueim

a [m

m]

Figura 6.2: Dados adquiridos durante o ensaio 2, cujos parâmetros de teste são descritos na

tabela 6.1.

64

Vel. de Rotação

Força Axial

Comp. de Queima

Ensaio 4

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Tempo [ms]

Vel.

de R

otaç

ão [r

pm]

Forç

a A

xial

[N]

0

1

2

3

4

5

6

Com

p. d

e Q

ueim

a [m

m]


tabela 6.1.

Vel. de Rotação

Força Axial

Comp. de Queima

Ensaio 6

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000Tempo [ms]

Vel.

de R

otaç

ão [r

pm]

Forç

a A

xial

[N]

0

2

4

6

8

10

12C

omp.

de

Que

ima

[mm

]


tabela 6.1.

65

Tendo visto que a alteração dos parâmetros de controle do cartão PID não acarretou na

solução do problema do motor hidráulico, partiu-se para a segunda hipótese do problema, que

era alterar a regulagem da válvula limitadora de pressão. Para determinação do valor da

pressão regulada na válvula, posicionou-se o sensor de pressão utilizado para calibração do

torque na linha de entrada do entrada do motor hidráulico. Ao ligar o motor hidráulico, obteve-

se uma leitura de pressão de 80,5 bar. Esta pressão estava aquém do limite operacional do

equipamento (350 bar). Com isto optou-se em regular a pressão da válvula para o valor de 315

bar, aumentando-se a capacidade de torque do motor de aproximadamente 4 vezes.

Após a realização do ajuste da válvula limitadora de pressão, posicionou-se o sensor de

pressão na linha de saída de fluido do motor hidráulico, e passou-se a monitorar o torque

conforme descrito no item 4.4, passando essa a ser uma variável a mais a ser analisada nos

ensaios subseqüentes.

Com o intuito de verificar as novas condições de operação do motor hidráulico, realizou-

se o ensaio número 10, no qual utilizaram-se os seguintes parâmetros: Velocidade de rotação

= 5000 rpm, Força axial = 25.000 N, Comp. de queima = 8 mm, Diâm. pino = 12 mm, Diâm. furo

= 14.3 mm e ângulo de ponta = 118º. Durante a realização desse ensaio, o motor hidráulico

funcionou perfeitamente, indicando que o problema realmente era devido ao baixo torque

advindo de uma baixa pressão na linha de entrada de fluido. Não foi possível salvar os dados

adquiridos durante esse ensaio devido à problemas técnicos no sistema operacional da CPU.

A próxima etapa do trabalho foi a realização dos ensaios de número 10 ao 20, cujos

parâmetros de teste, características geométricas das amostras e principais observações

durante a execução do ensaio são descritas na tabela 6.2.

Realizaram-se inicialmente os ensaios 10, 11 e 12. Como pode ser visto na tabela 6.2,

os três ensaios falharam, sendo que o motivo da falha, neste caso, não foi conseqüência de

nenhum problema operacional do equipamento, e sim devido ao ajuste dos parâmetros de

teste. A partir desse ponto, passou-se a dar uma ênfase maior no processo visto que, todos os

problemas anteriormente observados no equipamento foram solucionados.

Ao analisar os pinos de queima dos ensaios 10, 11 e 12, observou-se que todo o

material plastificado encontrava-se aderido aos mesmos e que, nenhum material foi aderido às

partes laterais do furo da chapa de reparo, não havendo, portando, nenhum preenchimento do

furo. Tal fato indicou que para aqueles valores de velocidade de rotação e força axial a folga

radial utilizada (1,15 mm) foi excessiva. Dessa forma, resolveu-se: variar as condições de

referência, passando a fazer o ensaio em dois estágios (ensaios 13, 14, 15 e 16); variar a folga

radial (ensaio 20); e ainda variar a geometria de ponta tanto do pino de queima, quanto do furo

da chapa de reparo (ensaios 18, 19 e 20).

66

Tabela 6.2: Dados de entrada dos ensaios de número 10 a 20, características geométricas das

amostras.

Ensaio N.º Est. Força

[N]

Rotação

[rpm]

Comp.

[mm]

d

[mm]

D

[mm]

Âng. De

ponta

Obs.:

10 1 25000 5000 12 12 14,3 118º Furo sem preenchimento



13 2 4000/25000 5000/5000 4/8 12 14,3 118º O.k.!

14 2 4000/25000 5000/5000 4/12 12 14,3 118º O.k.!

15 2 4000/25000 5000/5000 4/12 12 14,3 118º O.k.!

16 2 4000/25000 4000/4000 4/12 12 14,3 118º O.k.!




20 1 25000 5000 12 12,7 14,3 180º OK!

Em todos os ensaios realizados em dois estágios houve o preenchimento do furo da

chapa de reparo pelo material do pino de queima. Contudo, como será visto posteriormente,

nesses ensaios, apesar do furo ser quase que totalmente preenchido, não houve formação de

ligação metálica entre o material do pino de queima e as paredes laterais do furo, havendo

formação de ligação metálica apenas entre o material do pino de queima e o fundo do furo.

Ao analisar os gráficos de dados adquiridos desses ensaios, observou-se que todos

possuíam a mesmas características. A figura 6.5 mostra o gráfico de dados adquiridos do

ensaio 16. Nesse gráfico, pode-se perceber que ao longo de todo o ensaio a velocidade de

rotação permanece praticamente constante oscilando em torno de seu valor de referência

(4000 rpm). O torque resistivo, ao contrário, primeiramente atinge um pico de máximo

decorrente da aplicação da força axial e posteriormente começa a cair, tal queda pode ser

explicada devido ao aumento da temperatura do pino o que levou a uma diminuição do limite

de escoamento do material de tal forma que se tivesse um contato visco-plástico. O torque

resistivo volta a crescer quando o processo entra no segundo estágio. Esse acréscimo é devido

o aumento da força axial.

67

Com

p. d

e Q

ueim

a

Vel. de Rotação

Torque Resistivo

Ensaio 16

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0 5000 10000 15000 000Tempo [ms]

Vel.

de R

otaç

ão [r

pm]

Forç

a A

xial

[N]

0

2

4

6

8

10

12

14

Torq

ue re

sist

ivo

[N x

m]

Com

p. d

e Q

ueim

a [m

m]

20

Forç

a A

xial

Figura 6.5: Dados adquiridos durante o ensaio 16. Cujos parâmetros de teste são descritos na

tabela 6.2.

Outra curva interessante a ser analisada do gráfico da figura 6.5 é a curva do

comprimento de queima. Percebe-se inicialmente que se tem uma taxa de queima alta, pois

nesse estágio, a área transversal do pino, devido a sua geometria de ponta ser cônica é menor.

Posteriormente, a taxa de queima diminui e fica praticamente constante, pois nesse estágio,

tanto a força quanto a área transversal do pino continuam constantes. Ao entrar no segundo

estágio, a taxa de queima do pino aumenta novamente. Contudo, ao contrário do que se

esperava, a mesma estabilizou-se a uma taxa constante antes que a força axial atingisse seu

valor de referência. Tal característica se deve ao fato de que o cartão de controle PID da força

axial foi regulado para uma vazão máxima de 1,36 L/min o que corresponde a uma velocidade

de deslocamento axial máxima de 3 mm/s. Essa velocidade corresponde à máxima taxa de

queima que o pino pode atingir e, portanto, inferior à necessária para que a força axial atingisse

seu valor de referência. Observa-se, que tal característica se repete ao longo dos ensaios 18,

19 e 20.

Após a realização dos ensaios de número 13 à 16 foi executado o ensaio de número 17,

o qual tinha as mesmas características dos ensaios 10, 11 e 12. Assim o resultado do ensaio

17 acompanhou às características daqueles, não havendo preenchimento do furo por parte do

68

material do pino. Confirmando, que para as características geométricas empregadas, somente

o processo em dois estágios, sendo o primeiro com baixa carga axial, poderia vir a resultar no

preenchimento do furo.

Com o intuito de prover total preenchimento do furo, com o processo em apenas um

estágio, trabalhou-se na geometria do pino e do furo. Inicialmente, manteve-se a folga radial e

alterou-se a geometria de ponta do pino, passando esta a ter um ângulo de 180º apresentado

na figura 5.2, e também a geometria da ponta do furo que passou a ter o mesmo ângulo (figura

5.3). Após a realização dos ensaios 18 e 19, percebeu-se que o fenômeno que ocorreu durante

os ensaios 10, 11, 12 e 17 novamente se repetiu, ou seja, todo material plastificado do pino

ficou aderido ao mesmo, não havendo preenchimento do furo da chapa de reparo. Desta

forma, ficou claro que a folga radial até então utilizada, trabalhando em apenas 1 estágio, era

excessiva.

As figuras 6.6 e 6.7 mostram os gráficos dos dados adquiridos para os ensaios 18 e 19,

respectivamente. Em ambos os gráficos, tal como ocorrido durante o ensaio 16, a velocidade

de rotação se manteve em torno do seu valor de referência. O valor de torque máximo chegou

a valores pouco inferiores a 20 N*m para o ensaio 18 e pouco superiores a isso durante o

ensaio 19. Com relação à força axial e ao comprimento de queima, o mesmo fenômeno

observado durante o ensaio 16 se repetiu. Em ambos os casos, a força axial máxima foi inferior

a 20.000 N, valor abaixo do valor de referência, e ainda a taxa de queima do pino se manteve

constante e aproximadamente igual a 3 mm/s.

Depois de realizado os ensaios 18 e 19, foi executado o ensaio 20, sendo que neste

ensaio, o furo tinha as mesmas características dos ensaios 18 e 19. O pino de queima alterava

geometricamente dos anteriores apenas pelo aumento do diâmetro, passando a ter φ = 12,7

mm (figura 5.2). Desta forma, houve uma redução da folga radial de 1,15 mm para 0,8 mm.

Conforme esperado, com uma menor folga radial, o furo da chapa de reparo foi preenchido

pelo material do pino, e mais, como será visto posteriormente, assim como nos ensaios 13, 14,

15 e 16, houve a formação da ligação metálica entre o material do pino e o fundo da chapa de

reparo.

69

Força Axial Torque Resistivo

Vel. de Rotação

Comp. de Queima

Ensaio 18

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

20000

0 1000 2000 3000 4000 5000

Tempo [ms]

Vel.

de R

otaç

ão [r

pm]

Forç

a A

xaia

l [N

]

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Torq

ue R

esis

tivo

[N x

m]

Com

p. d

e Q

ueim

a [m

m]


tabela 6.2.

Força Axial

Torque Resistivo

Vel. de Rotação

Comp. de Queima

Ensaio 19

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

0 1000 2000 3000 4000 5000Tempo [ms]

Vel.

de R

otaç

ão [r

pm]

Forç

a A

xial

[N]

0

5

10

15

20

25To

rque

Res

istiv

o [N

x m

] C

omp.

de

Que

ima

[mm

]


tabela 6.2.

70

Através da análise do gráfico dos dados adquiridos para ensaio 20 (figura 6.8), percebe-

se, nitidamente, um valor de pico máximo para o valor do torque resistivo (aproximadamente 30

N*m), bastante superior aos valores obtidos anteriormente, o que se explica devido ao aumento

do diâmetro do pino. Outro detalhe interessante a ser observado na mesma curva do torque é a

presença de uma queda abrupta do mesmo, explicada pela plastificação do material, formando

um sistema visco-plástico, fenômeno semelhante ao que ocorre no processo de soldagem por

atrito, fase τ3 do processo de soldagem por atrito apresentado (Lebedev and Chernenko,

1992). A curva de velocidade de rotação aparece com um valor de mínimo, que não

coincidentemente acontece no mesmo instante de torque máximo. Essa pequena queda é

explicada pelo fato de que o sistema de controle levou alguns instantes para recuperar a

velocidade de rotação em seu valor de referência inicial.

As curvas de força axial e de comprimento de queima seguiram a mesma tendência das

curvas anteriores. Como solução a esse problema foi proposto que, para os ensaios

subseqüentes, fosse alterada a regulagem da vazão máxima do cartão de controle PID da

força axial, aumentando o limite de vazão de 1,36 L/min para 2,72 L/min e, aumentando a taxa

de queima de 3 mm/s para 6 mm/s. Espera-se que esse valor seja superior ao necessário para

que o sistema faça o controle da força axial no valor de referência e, ainda, não muito elevado

a ponto de gerar um impacto nos rolamentos no momento do contato inicial entre o pino de

queima e o furo.

Força Axial

Torque Resistivo

Vel. de RotaçãoComp. de Queima

Ensaio 20

0

5000

10000

15000

20000

25000

0 1000 2000 3000 4000 5000

Tempo [ms]

Vel.

de R

otaç

ão [r

pm]

Forç

a A

xial

[N]

0

5

10

15

20

25

30

Torq

ue R

esos

tivo

[N x

m]

Com

p. d

e Q

ueim

a [m

m]


tabela 6.2.

71

6.2 Macrografias e inspeção visual

Inicialmente foi realizada a análise macrográfica dos ensaios 2, 4 e 6. A figura 6.9 ilustra

a macrografia do ensaio número 2. Percebe-se por essa macrografia, que não houve total

preenchimento do furo por parte do material do pino, indicativo de uma baixa força axial.

Nas figuras 6.10 e 6.11, tem-se as macrografias dos ensaios 4 e 6, respectivamente.

Nesses ensaios utilizou-se como parâmetro de entrada uma carga axial de 5000 N. Percebe-

se, que para a carga axial aplicada houve quase que total preenchimento do furo da chapa de

reparo pelo material do pino. No entanto, fica claro a presença de vazios, indicado por

manchas escuras, na parte interna ao pino.

Além da presença desses vazios, pode ser visto em ambas as macrografias uma linha

escura ao longo de todo o contorno da interface entre o pino de queima e a chapa de reparo,

indicando a ausência de ligação metálica, fato que pode ser confirmado pela figura 6.11 b.

Figura 6.9: Macrografia do ensaio 2, indicando não haver total preenchimento do furo por parte

do pino, além de não existir nenhum ponto com ligação metálica.

72

Figura 6.10: Macrografia do ensaio 4. Presença de vazios indicados por manchas escuras e

ausência de formação de ligação metálica.

a) b)

100 µm

Figura 6.11: a) Macrografia do ensaio 6, com manchas escuras indicando a presença de

vazios; e b) Ampliação mostrando vazios na interface entre a chapa de reparo e o pino de

queima, indicando ausência de ligação metálica.

A figura 6.12 refere-se à chapa de reparo do ensaio 15 (os ensaios 13, 14 e 16

apresentaram característica similar). Observa-se por essa foto a presença de vazios em várias

regiões da peça, principalmente no que concerne à parede lateral e na região de transição

entre o fundo do furo e a parede lateral do mesmo. No entanto, ao contrário dos ensaios 2, 4, e

6, na interface entre o fundo da chapa de reparo e o pino de queima existe uma região com

indicação de formação de ligação metálica, fato que será melhor discutido no item 6.3 desse

capítulo.

73

Figura 6.12: Foto da seção transversal do ensaio 15. Presença de vazios nas laterais e na

região de transição fundo/parede lateral, e possível presença de regiões com ligação metálica.

Também foi realizada uma análise visual da seção transversal da peça do ensaio 20

(figura 6.13). Pela análise da mesma, percebe-se a falta de material plastificado na parte

superior da peça, provavelmente devido ao maior comprimento do furo (figura 5.3), visto que o

comprimento de queima manteve-se em 12 mm.

Na parede lateral inferior há um preenchimento quase que total de material, contudo há

uma nítida linha escura indicando a falta de ligação metálica entre a chapa de reparo e o pino.

Na região de transição entre o fundo e a parede lateral também não houve preenchimento do

furo por parte do pino, indicando essa ser uma região também problemática necessitando de

uma maior análise empírica. No que tange à parte inferior do furo, semelhantemente ao visto

anteriormente, há uma nítida indicação formação de ligação metálica, a qual será analisada

posteriormente no item 6.3.

74

Região central

com pequena taxa

de deformacao

Figura 6.13: Foto da seção transversal do ensaio 20. Presença de vazios nas laterais e na

região de transição fundo/parede lateral, e possível presença de regiões com ligação metálica.

6.3 Micrografias

Após verificada a indicação de formação de ligação metálica das amostras referentes

aos ensaios de 13 a 16 e ao ensaio 20, foi realizado o estudo microestrutal dessas amostras.

Ao analisar as figuras 6.14 e 6.15 a), referentes à interface entre o fundo da chapa de

reparo e o pino de queima, observa-se que, em ambos os casos, a nítida formação da ligação

metálica entre as peças.

Através da análise dessas figuras, percebe-se também, uma transição brusca entre a

microestrura da chapa de reparo constituída de faixas de perlita intercaladas com faixas de

ferrita e a microestrutura do pino. A microestrutura do pino, por sua vez, apresenta-se bastante

refinada e, constituída, muito provavelmente de ferrita acicular.

75

Figura 6.14: Figuras da análise microstrutural da amostra 15: a) Região de interface inferior

entre o pino e o furo e b) Microestrutura do pino de queima.

50 µm

50 µm 10 µm

10 µm

Material do pino

Material de base

Material do pino

Material de base

b)a)

b)a)

Figura 6.15: Figuras da análise microstrutural da amostra 20: a) Região de interface inferior

entre o pino e o furo e b) Microestrutura do pino de queima.

6.4 Ensaios de microdureza

A figura 6.16 mostra o perfil de microdureza horizontal da amostra referente ao ensaio

20. Percebe-se nitidamente um ligeiro aumento de dureza na região referente à parte

preenchida pelo pino de queima. Isso pode ser explicado pelo fato de que essa região contém

uma microestrutura bastante refinada, com forte presença de ferrita acicular (figura 6.15),

provendo, assim, maiores valores de dureza na região em relação ao metal de base. Outro

detalhe que pode ser observado é uma pequena queda da microdureza ao longo do perfil a

partir da posição 2,5 mm seguida, posteriormente, de um aumento a partir da posição 10 mm,

decorrente da falta de deformação do pino em sua região central, como pode ser visto na figura

6.13

76

As figuras 6.17 e 6.18 ilustram os perfis verticais de microdureza das amostras

referentes aos ensaios 15 e 20, respectivamente. Na figura 6.17 nota-se que a microdureza

tende a aumentar seu valor à medida que se aproxima da região da interface, na qual assume

um valor de pico, que pode ser explicado pela transição abrupta de microestrutura (figura 6.14).

Assim como no perfil de microdureza horizontal referente ao ensaio 20, percebe-se que a

região referente ao pino de queima possui valores de microdureza ligeiramente superiores aos

do metal de base devido às suas características microestruturais.

Na figura 6.18, referente ao ensaio 20, observa-se situação semelhante, na qual, na

região da interface entre o pino de queima e o furo há um valor de pico, com grandes

oscilações para pontos laterais, oscilações essas decorrentes da transição de microestrutura.

Outro fato importante a ser observado é que nesse caso o valor de microdureza teve pico 370

Kgf/cm2, bastante superior ao referente ao ensaio 15 (210 Kgf/cm2), provavelmente decorrente

de um maior encruamento nessa região quando comparado ao ensaio 15, ou ainda pelo fato de

que a temperatura da região possa ter sido suficiente para que houvesse a austenetização do

material e conseqüente formação de uma microestrutura martensítica.

100

120

140

160

180

200

220

240

-4,00 -2,00 0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00

Posição [mm]

Perf

il H

oriz

onta

l de

Mic

rodu

reza

H

V(0.

05)

Junção

Figura 6.16: Perfil de microdureza horizontal da amostra referente ao ensaio 20.

77

100

120

140

160

180

200

220

240

-6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14Posição (mm)

Perf

il Ve

rtic

al d

e M

icro

dure

za H

V(0.

05)

Junção

Figura 6.17: Perfil de microdureza vertical da amostra referente ao ensaio 15.

0

70

140

210

280

350

420

-6,00 -4,00 -2,00 0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00Posição (mm)

Perf

il Ve

rtic

al d

e M

icro

dure

za H

V(0.

05)

Junção

Figura 6.18: Perfil de microdureza vertical da amostra referente ao ensaio 20.

78

Capítulo VII

CONCLUSÕES

Ao longo desse trabalho foram desenvolvidas várias etapas do projeto de

desenvolvimento de um equipamento para reparo de trincas por atrito. Dentre essas etapas,

citam-se: desenvolvimento conceitual da estrutura física do equipamento, passando pelo

dimensionamento, confecção de desenhos técnicos, desenvolvimento do sistema de controle e

software, acompanhamento de fabricação, instalação e montagem, calibrações, ensaios

preliminares de validação do equipamento e determinação dos limites operacionais.

O desenvolvimento de tais etapas permitiu obter um maior conhecimento do equipamento

e do processo, estabelecendo parâmetros de ajuste do equipamento que melhor atendeu o

processo, além de levantar dados baseados nos quais se possa propor uma matriz de ensaios

buscando, dessa vez, otimizar o processo para um preenchimento total do furo pelo pino de

queima, como também otimizá-lo no que tange às propriedades mecânicas da região de

reparo.

Assim sendo, a partir do que foi exposto nessa dissertação pode-se tirar as seguintes

conclusões:

i - Ao final do projeto, obteve-se uma infra-estrutura, até então inexistente no país,

para o estudo do processo de reparos de trincas por atrito, a qual permitirá

estabelecer parâmetros ótimos do referido processo para os diversos tipos de

materiais metálicos, visando a futura utilização do mesmo em estruturas “offshore”

e/ou áreas classificadas. Também com a referida estrutura será permitido estudar

outros processos utilizados na indústria aeronáutica, ou ainda novas vertentes do

processo de reparo de trincas por atrito que possam vir a ser propostas no cenário

mundial;

ii - O equipamento desenvolvido pode trabalhar com velocidades de rotação de até

8000 rpm, força axial de 50 KN e força tangencial de 10 KN (situação em que se

utiliza uma mesa x), simultaneamente. Sendo que os componentes críticos, que

vêm a limitar as forças axial e tangencial e a velocidade de rotação do

equipamento, são os mancais de rolamento, os quais possuem vida útil limitada;

80

iii - O dimensionamento estrutural dos principais componentes da cabeça de reparo

(haste vazada e cilindro externo) foi realizado com o auxílio do programa

computacional comercial de elementos finitos ANSYS 6.0®. Tanto a haste vazada

como cilindro externo, devido aos requisitos geométricos mínimos necessários

para a sua fabricação, apresentaram coeficientes de segurança bastante elevados;

iv - O sistema de controle utilizado, consta de cartões PID analógicos, que atuam em

dois sistemas distintos: primeiramente, na força axial através da pressão de óleo

da linha de entrada da haste hidráulica, sendo o elemento atuado a válvula

direcional proporcional de controle de pressão. E, em segundo, na velocidade de

rotação através da vazão de óleo da linha de entrada do motor hidráulico, sendo o

elemento atuado a válvula direcional proporcional de controle de vazão. Ambas as

válvulas direcionais proporcionais possuem tempo de reposta de 15 ms. O baixo

tempo de resposta do sistema permite o perfeito controle das variáveis em um

processo que dura em torno de 10 segundos.

v - O programa computacional de controle do sistema foi implementado com o auxílio

do programa comercial LabView 6.0®. O algoritmo do sistema permite a

identificação de qualquer falha durante o processo, interrompendo o mesmo e

gerando uma mensagem de segurança. As variáveis de processo são inseridas

pelo usuário em um ambiente gráfico de fácil operação. O algoritmo também

permite monitorar todas as variáveis em tempo real através de acompanhamento

gráfico, além de armazenar todos os dados adquiridos para posterior exportação

dos mesmos, permitindo o tratamento dos mesmos para uma melhor análise dos

resultados. Para se ter uma maior facilidade de implantação e otimização do

programa e, ainda, permitir a inserção de novas fases ao processo (inserção da

mesa x por exemplo) o algoritmo foi estruturado em sub-rotinas;

vi - Na calibração de todas as variáveis, à exceção do torque resistivo, foram

observados coeficientes de correlação superior a 0,99, indicando uma elevada

correlação. Foram observadas pequenas diferenças entre as equações de

calibração do sinal de saída da força axial e velocidade de rotação, em relação às

equações de calibração do sinal de entrada, diferenças essas decorrentes dos

diferentes ganhos do sistema de controle no que tange aos sinais de entrada e

saída;

81

vii - Para o perfeito funcionamento do sistema é preciso trabalhar com pressões

hidráulicas na entrada do motor hidráulico da ordem de 31,5 MPa. Pressão essa

suficiente para prover torque ao motor hidráulico capaz de vencer o torque resistivo

decorrente do atrito dinâmico entre a chapa de reparo e o pino de queima. A

utilização de valores de pressão hidráulica inferiores pode levar ao travamento do

motor hidráulico durante o processo de reparo;

viii - Com aplicação de valores mais elevados de forças axiais, faz-se necessário, para

que se tenha controle da força ao longo de todo o processo, a elevação da vazão

máxima da válvula direcional proporcional de controle da força axial, pois para

elevadas cargas axiais, a taxa de queima do pino ficou limitada por essa vazão

(para a vazão de 1,2 L/min tem-se uma taxa de queima máxima do pino de 3

mm/s, inferior à necessária para o perfeito andamento do processo);

ix - Ao longo do processo, à exceção dos ensaios em que houve o travamento do

motor, o sistema de controle da velocidade de rotação se mostrou bastante eficaz

mediante as variações de torque resistivo, não permitindo grandes oscilações da

velocidade de rotação em relação ao seu valor de referência;

x - Os valores de torque resistivo máximo são obtidos durante o início do processo,

sendo que seu valor sofre uma forte queda em uma segunda etapa. Essa queda do

torque é atribuída à formação de um regime semi-viscoço, pois o material do pino

nessa etapa, devido às altas temperaturas apresenta baixos limites de

cisalhamento favorecendo assim a diminuição do atrito entre o pino de queima e o

furo da chapa de reparo reduzindo o torque resistivo;

xi - A utilização de baixas cargas axiais (valores inferiores a 5 KN) dificulta a formação

de ligação metálica entre o pino de queima e a chapa de reparo, além de deixar

vazios no interior da região preenchida pelo pino de queima. Fica eliminado,

portanto, a utilização do processo de reparo de trincas nessa faixa de força axial;

82

xii - A utilização do processo em dois estágios, com carga axial do primeiro estágio

inferior ao do segundo estágio, pode vir a favorecer o preenchimento do furo da

chapa de reparo pelo pino de queima, quando da utilização de folgas radiais

maiores, como também pode vir a evitar picos de torque no motor hidráulico no

início do processo. Contudo, um maior estudo sobre os valores da força axial do

primeiro e do segundo estágio deve ser realizados, para que se tenha valores

ótimos que levem a formação da ligação metálica ao longo de toda a região de

interface entre o pino de queima e o furo da chapa de reparo;

xiii - Valores elevados de folga radial fazem com que não haja o preenchimento do furo

da chapa de reparo pelo pino de queima, pois com folgas elevadas, o material do

pino que é plastificado adere-se ao próprio pino, não entrando em contato com a

parede do furo. Em contrapartida, valores de folga radial reduzidos podem levar a

um excessivo torque resistivo que pode vir a ser superior ao limite do motor

hidráulico ou ainda, ser superior ao limite de algum componente mecânico do

equipamento;

xiv - A região do pino deformada plasticamente apresenta valores de microdureza

superiores ao do metal de base, indicando uma possível austenetização do metal e

encruamento do mesmo. Fazendo que, essa região possa vir a ter propriedades

mecânicas superiores ao material a ser reparado.

xv - Não foi possível, dentro do escopo do trabalho, concluir quais são as faixas de

valores das variáveis de entrada estipuladas pelo usuário ideais para que se

obtivesse: a) total preenchimento do furo pelo pino de queima e b) formação da

ligação metálica entre os mesmos;

xvi - Estudos mais profundos e elaborados são necessários para que, não só se

obtenha parâmetros ótimos (folga radial, força axial de cada estágio, velocidade de

rotação de cada estágio, número de estágios e força de forjamento) do processo

para os diversos tipos de materiais aplicados na indústria offshore, como também

adquirir um maior conhecimento do processo como todo visando obter os seus

limites de operação, aplicabilidade e potencialidades.

Capítulo VIII

TRABALHOS FUTUROS

O processo de reparo de trincas por atrito é relativamente recente, e poucos estudos

fenomenológicos são encontrados na bibliografia a seu respeito. Com o intuito de sua futura

utilização em campo, vários testes devem ser preliminarmente realizados. Assim, sugere-se a

realização de ensaios de otimização dos parâmetros do equipamento, visando obter uma

região de reparo totalmente preenchida pelo pino de queima e na qual haja formação de

ligação metálica ao longo de todo o contorno entre o pino de queima e o furo da chapa de

reparo.

Para realização desses ensaios, sugere-se a utilização de uma matriz, na qual a variação

dos valores de parâmetros do processo permita tirar conclusões independentes da influência

de cada um no processo como um todo, como também entender a influência de seu efeito

combinado. Para tal, deve-se utilizar ferramentas estatísticas apropriadas de otimização. As

principais variáveis avaliadas nessa etapa devem a força axial, força de forjamento, velocidade

de rotação, folga radial, geometria de ponta do pino e do furo da chapa de reparo e

profundidade do furo.

Também sugere-se a realização de ensaios em aços API utilizados na indústria

“offshore”, com o intuito de avaliar as propriedades mecânicas da região de reparo. Nesses

aços sugere-se ainda a realização de ensaios com o sistema submerso em água, visando

compreender a influência do meio nas propriedades mecânicas e na qualidade da região de

reparo.

Para a compreensão do processo, também sugere-se a inserção de células de carga na

chapa de reparo, na parede lateral e no fundo do furo de modo a obter os esforços atuantes

nessas regiões. De modo análogo, sugere-se a introdução de termopares nas mesmas

regiões, obtendo os perfis de temperaturas ao longo do tempo em cada região. Com a

combinação dessas duas informações poder-se-á ter um maior conhecimento do processo.

Também sugere-se, a realização de ensaios em aços inoxidáveis e aços carbono com

furos passante. Recomenda-se, também, a realização de ensaios com proteção gasosa e em

ambientes molhados

Já está sendo desenvolvida no Laboratório de Tribologia e Materiais da Universidade

Federal de Uberlândia, uma nova cabeça de reparo a ser utilizada em campo, a qual contará

com um motor hidráulico de maior torque. Com a nova cabeça de reparo será possível a

84

utilização de maiores cargas axiais e maiores diâmetros de pino avaliando suas influências no

processo. Essa nova cabeça de reparo utilizará a mesma unidade hidráulica e sistema de

controle da já então desenvolvida.

Finalmente, pretende-se, após os ensaios em laboratórios, realizar os ensaios de campo

e verificar as reais potencialidades do processo.

Capítulo IX

REFERÊNCIAS

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UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA FACULDADE DE …livros01.livrosgratis.com.br/cp021758.pdf · Na indústria de produção de petróleo, a utilização dos processos convencionais