MÉTODO DE FOTOELASTICIDAD...ANÁLISIS DE UN ARO CON GRIETA SOMETIDO A PRESIÓN INTERNA MEDIANTE EL...

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ANÁLISIS DE UN ARO CON GRIETA SOMETIDO A PRESIÓN INTERNA MEDIANTE EL MÉTODO DEL ELEMENTO FINITO Y EL MÉTODO DE FOTOELASTICIDAD

FABRICAÇÃO DE COMPONENTES E MÁQUINA

ENSAIOS E VERIFICAÇÕES

3718 CIBEM 10, Porto, Portugal, 2011 | CIBIM 10, Oporto, Portugal, 2011

Escamilla Navarro A., Campos Vásquez A., Silva Lomelí J.



CIBIM 10, Oporto, Portugal, 2011 CIBEM 10, Porto, Portugal, 2011

RM Natal Jorge, JMRS Tavares, JL Alexandre, AJM Ferreira, MAP Vaz (Eds)


Escamilla Navarro A.1, Campos Vásquez A.2, Silva Lomelí J.3

1Instituto Politécnico Nacional IPN, UPIITA, Distrito Federal, México, email: [email protected]



Palabras clave: Fotoelasticidad, Esfuerzos, Isocromáticas, Método del elemento Finito.

Resumen

La esencia de la ingeniería se basa en la solución y/o en la optimización de los problemas que se presentan en la vida cotidiana, es por ello que, a través de los conocimientos ingenieriles, se ha planteado la construcción y análisis de un aro probeta en dónde se simule la aplicación de presión interna, y que, con material fotoelastico pegado a ella se aplique la técnica experimental de fotoelasticidad con el objetivo de contabilizar el número de franjas isocromáticas que se forman en el material fotoelástico debido a la aplicación de la fuerza y calcular los esfuerzos, así como también analizarla por el método del elemento finito y comparar resultados para su validación respectiva, para el caso de este trabajo se agregó una grieta en el aro probeta para realizar el estudio de una fractura, comparativa a la ausencia de ella. La intención de lo anterior es poder definir hasta cierto punto el grado de inicio y propagación de grieta que el sistema pudiera presentar, además de que con los resultados obtenidos, pudiera con las adecuaciones necesarias analizar recipientes sometidos a presión interna que dependiendo de la magnitud de los esfuerzos presentes se defina si existe la probabilidad de alguna falla o que ya presente alguna grieta.



1. Introducción La empresa mexicana mas grande de nuestro país, PEMEX, presenta un problema en cuanto al envejecimiento de sus sistema de distribución, en sus ductos se ha detectado algunas fallas debido a concentraciones de esfuerzo ya sea por adelgazamiento de la tubería e inclusive la presencia de grietas, lo que representa un grave riesgo social, económico, ecológico, etc.; es importante establecer ensayos que permitan determinar la capacidad de resistir presión de dichos dispositivos mediante la simulación de condiciones de trabajo especificas, y establecer en que magnitud una tubería resistirá presión interna una vez que presenta una irregularidad, pues de ello depende la falla del material o su oportuna reparación o reemplazo, aquí radica la importancia de establecer los esfuerzos en cuanto a magnitud y variación y establecer si el elemento dejará o no de realizar su trabajo adecuadamente. Por lo anterior el objetivo fundamental de este trabajo es el análisis de un aro probeta que con ayuda de un dispositivo mecánico simule la aplicación de presión interna existente en un tubo o cilindro de pared delgada, todo esto con la ayuda de una prensa hidráulica, para a través del método fotoelástico y numérico se pueda desarrollar el análisis de esfuerzos.

En mecánica, existe una técnica experimental que permite detectar los esfuerzos que sufren los materiales mostrándolos de forma gráfica a través de franjas de colores, que representan la magnitud de los esfuerzos generados en el material, las cuales se repiten paulatinamente permitiendo medir dichos esfuerzos de acuerdo al orden de franja que se presenta. La Fotoelasticidad es en general una técnica experimental para la medición de esfuerzos. Se basa en el uso de luz polarizada para generar franjas de colores sobre piezas que están siendo sometidas a fuerzas de tensión o compresión. Las franjas que se generan son semejantes a las mostradas en un programa de diseño, Ansys[1] o VisualNastran, por ejemplo; al realizar un análisis de elemento finito ya que se pueden observar contornos y colores. La medición se logra al evaluar el cambio del índice de refracción[2] de la pieza al someterse a una carga (piezas trasparentes). En el caso de una pieza no transparente, se cubre la pieza con una resina birrefringente.

El método de los elementos finitos[3] MEF es un método numérico para la resolución aproximada de diversos problemas que surgen en diversas ramas de la ingeniería y de la ciencia. Actualmente el MEF es una de las herramientas más potentes en la simulación por computadora aplicada al diseño. Todos los sistemas que simulan los procesos reales los podemos dividir en: discretos, compuestos por un numero finito de componentes, continuos, donde el numero de componentes no esta definido porque la subdivisión se puede continuar infinitamente. Los problemas discretos en muchos casos pueden ser resueltos con la ayuda de la computadora. Pero los problemas continuos-no, dada la

capacidad finita del ordenador. Para superar esta dificultad se recurre a la discretización de los problemas continuos, trasformándolos en discretos, esta es la principal idea del MEF, por tanto el resolver un problema real el MEF representa una herramienta de análisis adecuada, eficaz y en muchas ocasiones la única 2. Desarrollo del método experimental A la probeta se le indujo una grieta de 2mm con la intención de generar una concentración de esfuerzos y analizar la propagación de grieta debido a la discontinuidad. Se utilizó la prensa universal con capacidad de 50 toneladas y el polariscopio réflex propiedad de la Sección de Estudios de Posgrado e Investigación del Instituto Politécnico Nacional.

Figura 1. Polariscopio réflex.

Figura 2. Prensa universal

Figura 3. Marco de carga y probeta[4].

Se realizaron varios ensayos en diferentes días, por lo que la información se tuvo que depurar, aquí se muestra solo un ensayo, con una fuerza registrada en la prensa de 15kN, lo cual de acuerdo al análisis estático, nos genera una presión interna en la probeta de 7.7 MPa Fuerza de 15kN (presión de 7.7MPa).



Las fotografías registradas son las siguientes:

Figura 4. Franjas isocromática en la grieta.

Figura 5. Acercamiento Franjas isocromática en la grieta.

Las características de franjas son las siguientes:

Figura 6. Franjas isocromáticas al incrementar la carga.

Las características de franjas son las siguientes: Como se puede observar en las figuras anteriores, al cargar la probeta con una fuerza de 15 kN se genera una presión interna en el aro de 7.7MPa, y se generan claramente 2 franjas isocromáticas, al girar el polariscopio se define la tercer franja a 450, por lo que, el numero de franjas isocromáticas generadas es de 2.5 a partir de la franja obscura también llamada cero. 3. Resultado del método experimental en la grieta El esfuerzo generado en el material fotoelastico es el siguiente: De acuerdo a la ecuación de esfuerzo descrita en fotoelasticidad, en la punta de grieta donde se genera la mayor concentración de esfuerzo, se tiene un esfuerzo unidireccional que se puede obtener mediante la ecuación[5]:

σ=Nf/h

Dónde: σ = Esfuerzo normal. N = Número de franja. f = Factor de franja (En éste caso se uso material PSM-1 con factor de 7013.70 N/m). h = Espesor del material fotoelástico que es de 6mm.

σ =[ (2.5)7013.70]/0.006

σ = 2.92 MPa.

El esfuerzo generado en el aro de acero es: Una vez teniendo el esfuerzo en el material fotoelástico, se determina el esfuerzo real mediante la ecuación comparativa de esfuerzos, que relaciona dimensiones, fuerzas, etc. de los materiales utilizados, la ecuación es la siguiente:

σr = σm[(PrhmLr)/PmhrLm)]

Dónde: σr = Esfuerzo real. σm = Esfuerzo del Modelo 2.92 MPa. Pr = Fuerza o presión real 7.7 MPa. hm = Espesor del modelo 6mm. Lr = Longitud de carga real πdi = 0.709m. Pm = Fuerza o presión del modelo (parte proporcional de la presión total 0.68MPa) hr = Espesor de la probeta 10mm. Lm = Longitud proporcional del modelo 62.82mm. Sustituyendo los datos anteriores se tiene que el esfuerzo real presente en la probeta es:

σr = 192 MPa. Para efectos de comparación de distribución de franjas mas no valor de esfuerzo, ahora se muestra el análisis de una sección donde no hay grieta con una presión de 30.81MPa.

Figura 7. Foto de franjas isocromáticas del aro



Figura 8. Acercamiento de franjas.

Figura 9. Sistema de carga y polriscopio.

4. Resultado método experimental donde no hay grieta De las fotografías anteriores se puede observar que se presentan 2 franjas bajo la acción de una presión de 30.81MPa, lo cual define un esfuerzo real de:

σr = 154 MPa Obsérvese que éste esfuerzo no es ni la mitad del presente en la grieta a la misma presión por lo que la propagación ocurrirá inminentemente al ir aumentando la carga también debido a que la grieta presenta esfuerzos residuales y que trabaja en la zona plástica. 5. Desarrollo del método del elemento finito

El análisis por el método del elemento finito, se hizo mediante el software ANSYS. Se modeló en 3D y malló mediante el elemento Brick 8 nodos 45 del aro completo y medio aro, para determinar cual nos daria los resultados mas precisos en el análisis. Una vez terminado lo anterior se procedió a colocar las presiones y restricciones segun fuera el caso para resolver el sistema y obtener los esfuerzos presentes.

Figura 10. Modelado aro completo.

Figura 11. Vista 3D de grieta.

Figura 12. Remallado en grieta.

Figura 13. Aplicación de presión aro completo.



Figura 14. Aplicación de presión y restricción de medio aro.

Figura 15. Cargas y reacciones del modelado en un cuarto de aro.

De acuerdo a los análisis el modelo más factible de resolver es el modelado en un cuarto de aro por ser la aplicación de restricciones mas apegadas a las reales. Una vez resuelto el sistema se obtuvo la siguiente distribución de esfuerzos. 6. Resultados del método del elemento finito Para la presión de 7.7 MPa:

Figura 16. Esfuerzos presentes en la grieta.

Figura 17. Vista inferior de esfuerzos presentes en la grieta.

Valor obtenido:

σr =197 MPa. Para la presión de 30.81 MPa en un elemento sin grieta se tiene la siguiente distribución de esfuerzos:

Figura 18. Distribución de esfuerzos aro completo.

Figura 19. Distribución de esfuerzos de un cuarto de aro.



Valor obtenido:

σr =160 MPa.

7. Comparación de resultados y validación Los resultados obtenidos de los dos casos analizados por los métodos experimental y elemento finito se muestran en la siguiente tabla:

Tabla1. Comparación de resultados obtenidos en los dos métodos. Método

usado

Caso de estudio

Valor del esfuerzo

analizado por Fotoelasticidad

Valor del esfuerzo analizado

por Método

del Elemento

Finito

Porcentaje de error entre los valores

obtenidos

Aro probeta sin grieta (presión de 7.7 MPa)

154 MPa

160 MPa

3.75%

Aro probeta con grieta (presión de 30.81 MPa)

192 MPa

197 MPa

2.53%

Como se puede observar al compara los resultados obtenidos se determina que son validos y correctos. 8. Conclusiones En el desarrollo del método fotoelástico es de suma importancia contar con un sistema de conteo de franjas eficaz, el cual no se ha desarrollado. El pegado del material fotoelástico es toda una técnica metodológica, la cual debe desarrollarse de manera adecuada para obtener resultados satisfactorios en los análisis. La simulación de grieta efectiva se debe realizar con una grieta generada por el trabajo real pues la geometría es muy importante y por lo tanto cada caso tendrá sus respectivos resultados únicos. El generar los acabados necesarios en la probeta y marco de carga es importante, pues debido a ellos se puede o no despreciar las fuerzas de fricción presentes en el ensayo fotoelástico para determinar la presión a la que están sometidas.

En el modelado de la probeta por el método numérico, es importante determinar el elemento mas adecuado para éste análisis utilizándose 3 de ellos Quad 4 nodos 42, Triangle 6 nodos 2 y Brick 8 nodos 45, siendo el último el de mejor aplicación para la obtención de resultados. Existen variaciones en cuanto al resultado del método numérico por el uso incorrecto de restricciones, por lo que definir dichas restricciones correctamente (reales) es fundamental para el análisis efectivo del modelo. El que se presente una grieta en un elemento sometido a presión interna incrementa en 2.20 veces mas el esfuerzo que si no existiera dicha grieta, por lo que su vida útil se reduce considerablemente y fallará bajo la acción de un esfuerzo muy por debajo del de trabajo.. De acuerdo a la mecánica de la fractura el inicio de una grieta depende directamente de la concentración de esfuerzos desarrollados en ese punto, en ocasiones generado por una discontinuidad en la sección transversal del elemento o por el exceso de trabajo continuo. La propagación de grieta es directamente proporcional a la aplicación de presión y de la magnitud de la concentración de esfuerzos, queda claro que para el caso de la probeta se superó el límite elástico y la propagación de la grieta fue inminente con un valor de 0.3mm. Como superó el límite elástico es imposible aplicar las ecuaciones de Lamé para recipientes a presión pues el análisis es plástico y no lineal, por lo que su grado de complejidad por métodos matemáticos se eleva considerablemente.

Se estableció un método adecuado para el análisis de recipientes sometidos a presión interna, dejando a un lado las ecuaciones complejas de la mecánica de la fractura. Existen muchas variables difíciles de controlar en el desarrollo de éste proyecto, conteo de franjas, fricción, elementos finitos, restricciones, etc. pero al término de él se puede decir que se pudieron controlar adecuadamente, obteniéndose resultados muy aproximados, las variaciones lógicamente se deben a las fluctuaciones de las variables antes mencionadas. A pesar de lo anterior se puede observar que la validación de resultados es correcta puesto que entre el análisis numérico y experimental existe un porcentaje de error máximo del 3.75% lo que es bastante aceptable. 9. Referencias [1] “Finite element simulations using ANSYS” CRC press; 1 edition 2009 [2] Kobayashi A. S. “Handbook on experimental mechanics, Prentice-Hall, Inc. 1987.



[3] Bathe K-J “Finite Element Procedures” Prentice-Hall, Inc. 1996 [4] Campos V., Escamilla N., Silva L. . “Dispositivo para análisis experimental en tuberías utilizando el método fotoelástico para la determinación de esfuerzos” X Congreso Iberoamericano de Ingeniería Mecánica 2011. [5] Dally, W., Riley W. “Experimental Stress Analysis McGraw-Hill International Editions, 3er ed. 1991.


DISPOSITIVO PARA ANÁLISIS EXPERIMENTAL EN TUBERÍAS UTILIZANDO EL MÉTODO FOTOELÁSTICO PARA LA DETERMINACIÓN DE ESFUERZOS




Campos Vásquez A. 1 Escamilla Navarro A.2, Silva Lomelí J.3




Palabras clave: Material fotoelastico, Ensayos mecánicos

Resumen

El análisis de esfuerzos en tuberías (cilindros de pared delgada) que transportan fluidos a una determinada presión, normalmente se han realizado por aplicación directa de presión y mediciones de la deformación, considerando un recipiente totalmente cerrado; el uso del método experimental de fotoelasticidad se vuelve complejo, debido a la dificultad de colocar material fotoelastico en la dirección radial del recipiente y simular la aplicación de presión interna simultáneamente. Con el diseño y construcción del dispositivo aquí propuesto, se facilita la aplicación del método experimental de fotoelasticidad, debido a que simplifica la simulación física de aplicación de presión interna a un aro probeta que represente una porción de la longitud de un recipiente, dicho aro tendrá pegado el material fotoelastico en la dirección radial, con el objetivo de contabilizar el número de franjas isocromáticas y determinar la magnitud del esfuerzo generado en función de la presión interna aplicada.La manera de simular la presión interna en el aro probeta es aprovechando la fuerza hidráulica vertical de una prensa universal, el dispositivo recibe dicha fuerza y mueve un sistema de levas y carro cilíndrico móvil los cuales transmiten el efecto a un sistema expansor, compuesto por sectores circulares deslizables que se mueven en dirección radial debido al movimiento horizontal del carro cilíndrico, y dichos sectores en su parte externa hacen contacto con el aro probeta en su interior simulando así la presión interna. El acabado superficial de los componentes con deslizamiento relativo entre sí fue rectificado fino y su posterior pulido para obtener un acabado tipo espejo, además del uso de lubricante en las partes en contacto directo, por lo que, el valor utilizado como coeficiente de rozamiento es pequeño. Debido a lo anterior mediante un análisis estático sencillo se puede determinar qué presión se está aplicando a la probeta conociendo la fuerza aplicada por la prensa universal y por tanto cuales serán los esfuerzos presentes en el aro.


Campos Vásquez A., Escamilla Navarro A., Silva Lomelí J.

1. Introducción Dentro de los conocimientos de aplicación fundamentales de la ingeniería mecánica se encuentra la mecánica de materiales, necesaria para realizar los análisis y diseños de los sistemas o subsistemas mecánicos. Los objetivos de la mecánica de materiales podríamos simplificarlos en tres: establecer la relación entre las cargas y los esfuerzos, establecer la relación entre las cargas y las deformaciones y analizar el comportamiento de los materiales (propiedades mecánicas) mediante ensayos mecánicos. En éste último se han desarrollado diferentes metodologías para desarrollar pruebas mecánicas, las cuales se basan en dispositivos (marcos de carga) capaces de simular cargas efectivas a las que serán sometidos los elementos en cuestión. En algunos casos no existen aun sistemas o prototipos capaces de generar la simulación de carga de una manera específica. Ahí la importancia de desarrollar prototipos que permitan simular las condiciones reales de operación de un elemento y analizar su comportamiento. En el caso de la simulación de presión interna en un recipiente, regularmente se desarrollan utilizando un sistema cerrado, es decir, no se aprecia el comportamiento de una sección longitudinal del recipiente, pues no se tiene acceso a la vista interna de él. El presente trabajo, se refiere al diseño y construcción de un dispositivo capaz de simular la presión interna a una sección longitudinal de un recipiente es decir un aro, que permita visualizar claramente el comportamiento y esfuerzo tangencial, mediante la colocación de material fotoelastico en dicho sentido y medir la intensidad de esfuerzos presentes, claro mediante el método experimental de fotoelasticidad.

Aquí radica la importancia del desarrollo del presente trabajo. El dispositivo para realizar el trabajo anteriormente expuesto, requiere de un sistema auxiliar que aplique una carga vertical, en este caso se requiere el uso de una prensa hidráulica, entonces, el dispositivo se encarga de transmitir dicha fuerza y convertirla en presión interna en el aro probeta, todo esto mediante el uso de un sistema de levas, carro móvil y mecanismo expansor, que por el contacto y movimiento relativo entre ellos, permiten transmitir la fuerza aplicada de entrada en una presión interna de salida.

2. Desarrollo Se partió de las condiciones de funcionamiento ya mencionadas para diseñar y construir el dispositivo, además de que en este caso se contó como sistema auxiliar de aplicación de carga una prensa hidráulica universal Shimatzu con capacidad de 500kN, donde el dispositivo pueda ser fácilmente instalado, por lo anterior las características necesarias del dispositivo son las siguientes:

Espacio y restricciones:150 x 250 x 300 mm. Peso: 25 Kg. Aprox.

Material[1]: Aceros A-36, AISI 4140, AISI O1, Templados, rectificados y pulidos. Capacidad: Probetas de diámetro interior de 226 mm. Movimientos: Expansión radial de la probeta 3 mm máximo. Ambiente: Se recomienda realizar las pruebas en campo oscuro con objeto de apreciar mejor las franjas isocromáticas en el material fotoelástico. Alimentación: Presión del sistema hidráulico. Se concibe el siguiente modelo para el marco de carga:

Figura 1. Modelo marco de carga. (Patente en trámite).

Descripción de componentes:

a. Carro móvil. b. Leva 1. c. Leva 2. d. Bastidor. e. Sector expansor (gajo).

El detalle de sujeción de sectores expansores es:

2

2

3

3 a

b

c

d

e

1



Figura 2. Sectores expansores. (Patente en trámite).

3. Metodología de ensayos Descripción del funcionamiento del dispositivo:

1. La fuerza proveniente de la prensa hidráulica es aplicada en la parte superior de la leva 1 y ésta se desplaza hacia abajo.

2. Debido al contacto entre los planos inclinados de la leva 1 y el carro móvil, éste se desplaza hacia la izquierda.

3. Debido al contacto entre los planos inclinados de la leva 2 y los sectores expansores, la carga se transmite y los sectores expansores se abren, aplicando la presión interna uniforme al aro probeta.

Para poder establecer el valor de la presión que recibirá la probeta debido a la aplicación de la carga proveniente de la prensa universal, se realiza el siguiente análisis estático:

4. Análisis estático[2].

Diagrama de cuerpo libre (leva)

Figura 3. Diagrama de cuerpo libre de la leva (b).

Con la relación obtenida entre la reacción dos y la Fuerza aplicada por la prensa “F”, podemos continuar con el análisis del lado izquierdo del carro móvil (elemento a) donde se realiza el contacto de las superficies con la leva 1 y realizar el movimiento longitudinal. R2 representa la fuerza de entrada para el siguiente análisis como se muestra a continuación.

Diagrama de cuerpo libre (transmisor parte trasera, desplazamiento horizontal)

Figura 4. Diagrama de cuerpo libre plano carro móvil (a).

Conociendo la reacción R3 podemos continuar con el análisis del lado derecho del carro móvil donde se localiza la leva 2 y hace contacto con los sectores circulares con el fin de conocer la fuerza que se aplica a la probeta. Así tenemos el siguiente diagrama.

Diagrama de cuerpo libre leva 2 (transmisor de potencia)

f1

f1

f1

f1

f2

∑Fy=0=R4-R2sen300-f1cos300 R4=R2sen300-µN1cos300= R2sen300-µR2cos300 R4=R2(sen300-µcos300) R4=0.493R2 ∑Fx=0=R3-R2cos300+f1sen300-f2 R3= R2cos300-µR2sen300+ µR4= R2cos300-µR2sen300+ µ0.493R2

f2

ΣFy = 0 = F- R2sen300-f1cos300

Pero f1=µN1 ; µ=0.0075[1] y R2=N1

Por lo tanto f1=µR2

0 = F- R2sen300- µR2cos300 F=R2(sen30+µcos30)= 0.506R2 R2=1.976F


Campos Vásquez A., Escamilla Navarro A., Silva Lomelí J.

Figura 5. Diagrama de cuerpo libre leva 2 (c).

Sí el aro tiene un diámetro de 226mm y el área resistente a la presión se determina multiplicando el diámetro por el espesor longitudinal de la probeta (0.00953m) y la constante π, entonces:

𝐴 = 𝜋d(0.00953) = π(0.226)(0.00953)= 6.76x10��m�

𝑃𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑎 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑎𝑟𝑜 = 3.381𝐹6.76x10�� = 499.7𝐹

Por lo tanto si conocemos la fuerza de entrada que se aplica al marco de carga podemos determinar la presión aplicada al aro probeta mediante la siguiente relación p = 513.6 F, donde la presión resultante estará dada en Pascales.

Figura 6. Dibujo final de conjunto del marco de carga.

(Patente en trámite).

5. Modelado. Sectores circulares. En la siguiente figura se muestra el modelado y análisis de un sector expansor (gajo).

Figura 7. Modelado de un sector circular.

Como se puede observar, la presión en la parte interna de los sectores circulares es mayor debido a que el área de contacto con el dispositivo es mucho menor que el área de contacto exterior con el disco. El esfuerzo de cedencia de este material es de 565 MPa, por lo tanto se tiene un factor de seguridad 4.28 y establecemos que es correcto el diseño.

6. Resultados El marco de carga y la probeta (aro) construidos se muestran a continuación:

Figura 8. Fotografía del Marco de carga y probeta.

(Patente en trámite).

0.5f3

0.5f3

0.5f3

0.5f3



Figura 9. Efecto de la simulacion de presión en el aro probeta mediante material fotoelastico.

7. Discusión

El marco de carga concebido permite determinar la presión que se aplica en el aro probeta sometido a presión interna, a través de la aplicación de carga controlada de una máquina de ensayos universal. Además facilita la aplicación del método fotoelástico, que de manera indirecta pero con mucha aproximación a lo que sucede en un recipiente cerrado, simula el esfuerzo desarrollado en el interior del mismo. La concentración máxima de esfuerzos en los sectores circulares, se presenta en los puntos de contacto interno, es decir donde hacen contacto la leva 2 y los sectores circulares y luego transforma la fuerza en presión hacia la probeta. Con este dispositivo no fue posible llevar a la ruptura el aro probeta, debido a que la capacidad de la prensa no fue suficiente para. Se está construyendo otro marco de carga que de manera más directa, se pueda aplicar carga hasta la ruptura de las probetas y así poder analizar el comportamiento en el rango plástico. 8. Conclusiones El dispositivo diseñado y construido cumplió con el objetivo de simular la presión interna en un aro probeta y visualizar el comportamiento del mismo mediante material fotoelastico. Con este dispositivo, nuestro análisis sólo se restringe al comportamiento elástico de las probetas el cual se puede visualizar con el método experimental fotoelastico e inclusive utilizar un método experimental alternativo como el de galgas extensométricas. Debido a la conclusión anterior tal vez sea necesario concebir otro mecanismo de carga para analizar el rango plástico de las probetas y llevarlas a la ruptura.

Referencias 1. [1] Avallone E. A./Baumeister T. III. Marks Manual

del Ingeniero Mecánico, novena edición, editorial McGrawhill, México 2007

2. [2] Beer F. P / Johnston E. R. “Mecánica Vectorial para ingenieros, Estática quinta edición, McGraw Hill México.


ENSAIOS E VERIFICAÇÕES DOS BLOCOS CERÂMICA VERMELHACIBIM 10, Oporto, Portugal, 2011 CIBEM 10, Porto, Portugal, 2011


ENSAIOS E VERIFICAÇÕES DOS BLOCOS CERÂMICA VERMELHA

José Roberto da Costa Campos1, Tiago Leite Rolim2, Luciana Lima Monteiro3

1- Escola Politécnica de Pernambuco / UPE, Rua Benfica, 455, Recife, Brasil, [email protected]

2-Dept. Eng. Mecânica / UFPE, Recife, Brasil, [email protected] Federal de Educação, Ciência e Tecnologia / IFPE , Av Prof. Luiz Freire, 500, Recife, Brasil, [email protected]

Palavras chave: Fabricação Componente, Cerâmica Vermelha, Ensaio.

Resumo

Elevar os padrões da qualidade do setor da construção civil significa articular os diversos agentes do processo e comprometê-los com a qualidade de seus produtos. Entre os materiais de uso mais tradicional na construção cívil estão os blocos de cerâmica vermelha que são normalizado pela ABNT e INMETRO / BRASIL. A exigência da qualidade nos produtos pelos consumidores é evidenciada através das ações executadas pelas empresas para produzirem dentro das especificações ditadas em normas técnicas. Resultados de medições dos ensaios sem confiabilidade provocam aceite de produtos ruins como bons ou a rejeição de produtos bons como fora dos padrões. Este trabalho é baseado nos resultados da pesquisa feita com os fabricantes de blocos de cerâmica vermelha em Pernambuco / Brasil para uma dissertação de mestrado na Universidade Federal de Pernambuco. O trabalho confirma a importância dos ensaios e os benefícios que seus resultados produzem às empresas.


José Roberto da Costa Campos, Tiago Leite Rolim, Luciana Lima MonteiroJosé Roberto da Costa Campos, Tiago Leite Rolim, Luciana Lima Monteiro

1. Introdução

O conhecimento dos materiais empregados na

construção é de vital importância para o projeto e a

construção na Engenharia Civil; tanto os materiais da

estrutura da edificação como aqueles usados para o seu

fechamento e acabamento. A melhoria da qualidade dos

materiais de construção civil permite assegurar um bom

desempenho, durabilidade e, principalmente, contribuir

para a segurança das edificações. As empresas

fornecedoras destes materiais devem, para isso,

desenvolver um controle da qualidade de forma a garantir

a qualidade destes produtos.

Em decorrência da padronização dos processos

surgem às normas e documentos que contêm informações

técnicas para uso pelos fabricantes e consumidores sendo

elaboradas a partir da experiência acumulada na indústria e

no uso a partir dos conhecimentos tecnológicos

alcançados. A partir de 1900, surgem várias associações

destinadas à elaboração de normas reunindo produtores,

técnicos, engenheiros, fabricantes, consumidores e

organismos neutros (instituições de pesquisa,

universidades, etc.) [1].

No Brasil com o intuito de estimular a melhoria da

qualidade e produtividade dos materiais empregados nas

construções de habitações populares, o Governo Federal

criou o Programa Nacional de Tecnologia de Habitação -

PRONATH, integrante do Programa Brasileiro de

Qualidade e produtividade – PBQP, que visa à melhoria

da qualidade e produtividade dos materiais empregados na

construção de habitações populares, [2]. As entidades

governamentais no Brasil estão a cargo do CONMETRO

/ INMETRO (Conselho Nacional de Metrologia,

Normalização e Qualidade Industrial / Instituto Nacional

de Metrologia, Normalização e Qualidade Industrial). Este

é um colegiado interministerial que exerce a função de

órgão normativo do SINMETRO (Sistema Nacional de

Metrologia, Normalização e Qualidade Industrial) e que

tem o INMETRO como sua secretaria executiva [3].

Avaliar conformidade de produto e processo para

assegurar relações comerciais justas, e reconhecimento

nacional e internacional são dificuldades naturais que só

podem ser conciliadas com o uso da metrologia [4].

As qualidades do produto são oriundas das etapas

de fabricação, isto é, das medidas realizadas nos

instrumentos de controle dos processos produtivos. Os

sistemas de medição, métodos e procedimentos de medir

também constituem ferramentas fundamentais para

proceder a ajustes durante a fabricação fazendo com que

os valores projetados das características de qualidade

sejam comprovados nos produtos fabricados. [5]. O ciclo

da qualidade de um produto mostra a importância do ciclo

de qualidade das empresas inclusive das indústrias de

cerâmica vermelha (como mostra a figura 1). Analisar

continuamente o mercado e captar as necessidades e

oportunidades: segurança, tipo, potência, preço, beleza,

vendas, concorrências, custo são catalogadas como

características funcionais. Estas características serão

intrínsecas no produto que tiver bons projetos. Estes

projetos feitos na Engenharia de Qualidade em um

ambiente de engenharia simultânea têm o objetivo de

trabalhar tecnicamente as necessidades do mercado para o

projeto da fabricação.

Figura 1. O ciclo da qualidade de um produto.

Nesse contexto, a medição é uma ferramenta para

produzir os produtos conforme as especificações

detalhadas no projeto: no planejamento dos processos, na

compra de materiais, fabricação, tolerâncias, montagem,

teste e expedição. Como não se vive em um mundo ideal,

sempre existem diferenças entre o projetado e o fabricado.

Precisa-se da pesquisa para lidar com as variações entre o

ideal e o real e exercer controle da fabricação, por isto, é

necessário o engajamento das universidades e entidades

similares.

O desdobramento natural do avanço das

tecnologias é um elo dinâmico e decisivo do processo de


ENSAIOS E VERIFICAÇÕES DOS BLOCOS CERÂMICA VERMELHAJosé Roberto da Costa Campos, Tiago Leite Rolim, Luciana Lima Monteiro

transformações entre fornecedores e consumidores e ao

Estado fica reservado sua forma de intervenção pela via

da regulação das atividades dos agentes econômicos, quer

pela monitoração, pelas atividades fiscalizadoras e de

suporte a processos de normalização, [5].

A despeito da grande importância da aplicação de

procedimentos metrológicos confiáveis, na garantia da

qualidade industrial, constata-se uma significativa

diferença entre as ações exigidas nas normas de garantia

da qualidade e as práticas metrológicas no meio industrial.

Na busca da qualidade dos blocos de cerâmica

vermelha são solicitadas respostas para os seguintes

questionamentos:

Por que é importante realizar os ensaios normalizados?

Existe a conformidade nos bloco de cerâmica vermelha ?

2. Por que É Importante Realizar Os Ensaios

Normalizados?

Os ensaios para os blocos cerâmicos de vedação

estabelecidos nas normas ABNT NBR 15270 são: (i)

determinação das características geométricas: faces,

esquadro, planeza e área bruta; (ii) determinação das

características físicas: massa seca, massa úmida e índice de

absorção de água; (iii) determinação das características

mecânicas: resistência à compressão. A importância dos

ensaios se ressaltada pelas ocorrências descritas no tópico

a seguir que podem acontecer em produtos não

conformes e/ou de resultados de medições que não

tenham a confiabilidade metrológica [6].

2.1. Características Físicas: ensaio de umidade

A Expansão por Umidade (EPU) é fenômeno que

se deve à absorção de água superficial e cujo efeito é o

aumento das dimensões dos materiais cerâmicos e até o

seu colapso decorrente de tensões internas.

O pesquisador PALMER [7], por sua vez,

constatou que os blocos cerâmicos sofrem expansões que

variam em função das condições ambientais, em uma

alternância dentro do ciclo de molhagem (quando se

verifica a expansão) e secagem (quando se verifica a

contração), não ocorrendo, contudo, a recuperação plena

das suas dimensões iniciais.

Dentro do intervalo habitual de queima das

indústrias cerâmicas de revestimento e tijolos, verifica-se

que a EPU é proporcional à área específica da massa

utilizada e, ao contrário do que se pode concluir a partir

da análise de HOSKING [8], a influência da porosidade

sobre a EPU decorre da maneira como ela interfere na

quantidade de vazios internos conectados com o exterior,

ou dito de outra maneira, na permeabilidade por ela

gerada.

A pesquisadora SEGADÃES [9] informa que os

estudos sobre EPU se intensificaram após a Segunda

Guerra Mundial quando uma série de colapso nas

alvenarias e estruturas de edificações na Inglaterra e na

Austrália foi atribuída àquele fato.

Bem mais recentemente, no entanto, estudos

realizados na Universidade Federal de Campina Grande

(UFCG) PB/BR voltados ao levantamento das prováveis

causas de desabamentos de obras erguidas na Região

Metropolitana do Recife PE/BR segundo a concepção de

Alvenaria Estrutural confirmaram, explicitamente, que

blocos cerâmicos fabricados na referida região estão de

fato, sujeitos à EPU e de forma a suscitar inquietações,

dado o caráter lento e insidioso de que se reveste tal

fenômeno.

No ensaio para determinação do índice de

absorção de água, as amostras são consideradas não

conformes quando apresentaram percentual de absorção

de água superior a 25% (vinte e cinco por cento),

indicando que a parede construída com esses tijolos pode

sofrer aumento de carga quando exposta à chuva,

podendo acarretar problemas estruturais à construção.

Esse problema fica mais evidente quando se observa casas

populares que, devido à condição econômica precária de

seus moradores permanecem "cruas", ou seja, sem

qualquer revestimento que proteja suas paredes. Além

disso, paredes de tijolos com alta absorção de água

revelam problemas na aderência da argamassa de reboco

pois a água existente na composição da argamassa é

absorvida resultando em uma massa seca sem poder de

fixação [10].

2.2. As Características Geométricas: ensaios

dimensionais e planezas



Os blocos não conformes são menores e

deformados trazendo como conseqüência o uso de uma

quantidade maior de peças, mão de obra e massa para

fazer uma mesma parede. O Folder do Programa Setorial

da Qualidade Cerâmica Vermelha – Bloco Cerâmico [11]

faz as seguintes comparações entre um bloco cerâmico

que atende a norma e o bloco cerâmico que não atende a

norma para construir um metro quadrado de parede e

informa os seguintes resultados (como mostra a figura 2):

Os blocos cerâmicos com dimensões de

comprimento e altura que atendem as normas utilizarão

25 blocos e serão necessários 28 blocos quando usar os

que não atende a norma.

As deformações da geometria nos blocos que não

atendem as normas trazem a conseqüência de necessitar

de um acréscimo de 12% a mais de argamassa.

Também nos blocos que não atende as normas são

constatados mais mão de obra com um acréscimo de 12%

de homem/hora de pedreiro.

Figura 2:. Folder do Programa Setorial da Qualidade Cerâmica Vermelha.

2.3. Características Mecânicas: ensaio de compressão

Esse ensaio verifica a capacidade de carga que os

blocos cerâmicos suportam quando submetidos a forças

exercidas perpendicularmente sobre suas faces opostas e

determina se as amostras oferecem resistência mecânica

adequada, simulando a pressão exercida pelo peso da

construção sobre os tijolos. O não atendimento aos

parâmetros normativos mínimos indica que a parede

poderá apresentar problemas estruturais como rachaduras

e, conseqüentemente, oferecerá riscos de desabamento à

construção.

No caso de blocos cerâmicos com largura (L)

inferior a 90 mm, a resistência mínima à compressão

exigida é de 2,5 MPa. Independentemente da classificação,

todas as amostras de blocos cerâmicos têm de atender ao

requisito de Parâmetro Mínimo: Resistência à Compressão

> 1,0 MPa [10].

3. Existe A Conformidade Nos Bloco De

Cerâmica Vermelha?

Procuramos as respostas realizando uma pesquisa

para confrontar os aspectos metrológicos dos ensaios dos

blocos de cerâmica vermelha realizados nas indústrias

cerâmicas no estado de Pernambuco no Brasil e os

procedimentos escritos em normas ABNT e

regulamentações do INMETRO.

O ponto de início é o universo da pesquisa onde

foi feito um levantamento preliminar à cerca das empresas

atuantes na região da área metropolitana do Recife e

demais municípios do estado de Pernambuco. Para tanto,

utilizou-se como fontes de informações sindicatos e

órgãos de apoio ao desenvolvimento industrial do estado.

A seleção tomou como base para uma amostra retirada da

relação das empresas associadas ao Sindicato das

Indústrias Cerâmicas de Pernambuco SINDICERPE que

forneceram o cadastro com endereço e telefones. Estas

empresas foram contactadas para o envio de questionário

ou visitas pessoais. O questionário foi enviado para as

empresas juntamente com um ofício explicando os

objetivos do trabalho e com um envelope selado para

resposta.

Não se pode afirmar que os procedimentos

verificados nesta pesquisa sejam plenamente

representativos da população de empresas. Sabe-se que

existem empresas que estão engajadas em programas de

melhorias de qualidade e produtividade fazendo convênio,

por exemplo, com o SENAI.

Observou-se também durante as visitas que

existem melhorias relativamente simples e de grande valia

como a mecanização da extração e a mistura de massa no

pátio da empresa.

O trabalho de Pesquisa de Campo inicialmente

fez-se uma triagem da relação das empresas sendo


ENSAIOS E VERIFICAÇÕES DOS BLOCOS CERÂMICA VERMELHAJosé Roberto da Costa Campos, Tiago Leite Rolim, Luciana Lima Monteiro

excluídas as indústrias que não produzem tijolos de

cerâmica vermelha. Após a exclusão, foi construída a base

amostral da pesquisa onde todas as empresas do estado de

Pernambuco foram contatadas (78 fábricas) sendo 39

questionários enviados por correio, 22 questionários

enviados por FAX, 14 questionários enviado por e-mail e

3 questionários em entrevista, onde foram feitas as

seguintes constatações:

Do total dos questionários enviados para as empresas

obtivemos 6 respostas de empresas localizadas das regiões

metropolitana e zona da mata.

A maior parte é de pequenas empresas que possuem

características de estrutura familiar.

Com mão-de-obra não qualificada.

Principalmente preocupada com uma grande variação dos

índices de produção devido a problemas com controle

ambiental, consumo de energia, clima, equipamentos,

demanda, ocorrência e custos de transporte.

Possuem o conhecimento, mas não fazem a utilização das

normas técnicas

Ausência de assessoria técnica. Trabalhos publicados pelo

FIEP, Perfil da Indústria de cerâmica vermelha no Estado

de Pernambuco. Recife, julho 1999 e ITEP SUDENE,

Conservação de Energia no setor industrial; Cerâmica

Estrutural em Recife, 1988 [13] ratificam as observações

gerais de que a realidade não mudou da estrutura

organizacional da empresa. As visitas às fábricas da nossa

pesquisa também indicam que ainda hoje perdura estas

condições.

Há muitos obstáculos, principalmente de natureza

cultural, a serem ultrapassados. Um desses obstáculos

refere-se à primazia, dada pelas empresas investigadas, a

quantidade e não a qualidade. Na verdade, prevalece à

busca pela máxima produtividade revelada na exploração

da produção em massa do bloco de vedação comum, não

diferenciado e em grandes lotes. Ainda fica ressaltado que

quase não existe a preocupação com a conformidade,

claramente observada na forma bastante elementar de

realizar a inspeção da qualidade e confiabilidade

metrológica. Essas singularidades estão entre as

dificuldades para a implantação do sistema de qualidade

para as cerâmicas nacionais. Em conseqüência disso

incidem a inexistência de planejamento estratégico, as

variações dos parâmetros de produtos e atraso

tecnológico, a má qualidade das argilas, a ausência de

laboratórios para ensaios de materiais, e, principalmente, o

desconhecimento e atuação incorreta das técnicas de

conformação, tanto para a secagem como queima dos

produtos cerâmicos.

4. Considerações

Diante de tais resultados, pode-se dizer que nesta

região as atividades de metrologia, normalização e da

qualidade industrial em sua maioria não são desenvolvidas

pelas empresas investigadas. Isto é seus produtos são

fornecidos sem que eles saibam se há (ou não)

conformidade. Isso demonstra que, os dirigentes ainda

não agiram para as mudanças ocorridas no

comportamento do consumidor cujas expectativas

envolvem a garantia da qualidade do bloco de vedação

comum.

As ações do programa Nacional de Tecnologia e

Habitação – PRONATH [2] pelo governo federal, que

visa à melhoria da qualidade e da produtividade dos

materiais empregados na construção de habitação

populares, precisam ser intensificadas.

Equipamentos modernos e mão de obra

especializada estão correlacionados porque o aprendizado

dos operadores dos atuais equipamentos de forma

tradicional depende da experiência do “mestre” operário.

A formação de mão de obra especializada nas escolas

técnicas e universidades não têm como transmitir as

técnicas artesanais. Ao contrário, nestas instituições é

ensinado o controle da produção por meio de

instrumentos de medição e procedimento de laboratório

de controle de qualidade. Isto vai requerer substituir a

planta atual do processo nas fabricas desta região.

Recomendamos as seguintes propostas de ações:

(i) Adoção de normas técnicas atualizadas, (ii) Capacitação

gerencial e técnica aos funcionários, (iii) Reengenharia no

setor para tornar os processos de fabricação controlados

por instrumentação e conseqüentemente independente da

“experiência do operador”, (iv) Intercâmbio técnico entre

empresas, (v) Intercâmbio técnico científico entre escolas,

universidades e empresas.



Para isso, as empresas do segmento de cerâmica

vermelha necessitam desenvolver ações que visem atender

a essa nova exigência para que possam assegurar-se no

mercado, o qual tem se tornado mais competitivo em

virtude dos novos produtos lançados por outras

indústrias,

5. Referências Bibliográficas

[1] POLITO C. T.. Mecânica Normalização. Telecurso 2000. Ed. Globo.

[2] DEC 216/1991. Institui o Programa Nacional de Tecnologia da Habitação - Pronath, e da Outras Providencias. –www.planalto.gov.br/ccivil/decreto/1990-1994/D216.htm. Acesso 08 de fevereiro de 2011

[3] . ... Conheça o INMETRO. – www.Inmetro,gov.br/Inmetro/conmetro, asp. Acesso 10 de fevereiro de 2011.

[4] WALTRICH, S.. Desempenho do Sistema de avaliação das ações de tecnologias industrial básica no desempenho competitivo da pequena e média empresa eletroeletrônica. Dissertação de mestrado. Santa Catarina. UFSC, 2003

[5] CAMPOS, J.R.C. OLIVEIRA, J.E.F. FILHO, L.C.B - Metodologia otimizada para a seleção de instrumentos de medição utilizados na gestão da manutenção – estudo de caso em organizações no Recife. Anais do METROSUL IV – IV Congresso Latino Americano de Metrologia. Foz de Iguaçu 09 a 12de novembro de 2004.

[6] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. ABNT NBR 15270. Componentes Cerâmicos. 31/08/2005.

[7] PALMER, L. A. Volume changes in brick mansonry materials – J. Amer Ceramic Soc. 1931.

[8] HOSKING, J. S – Ceramicv bopdies and their chemically sorbed water. J Amer. Ceramic. Soc. 15 -1978.

[9] SEGADÃES, A. M.; CARCALHO, M. A, FEREIRA, H. C. – Moisture expansion interpreted in terms of phase equilibrium diagrams – Am. Ceramic soc Bull. 2000.

[10] ... Bloco Cerâmico (Tijolo) INMETRO. Disponível em: http:// www.inmetro.org.br/ consumidor/ produto/ tijolo.asp > Acesso em 10 de setembro de 2010.

[11] .... PSQ Programa Setorial da Qualidade Cerâmica Vermelha FOLDER. Associação Nacional da Indústria Cerâmica.

[12] FEDERAÇÃO DAS INDÚSTRIAS DO ESTADO DE PERNAMBUCO, Perfil da Indústria de Cerâmica vermelha no Estado de Pernambuco. Recife, 1999.

[13] ... Conservação de Energia no setor industrial; Cerâmica Estrutural. SUDENE&ITEP. Recife, 1988


UMA ABORDAGEM COMPUTACIONAL PARA SEGMENTAÇÃO DAS MICROESTRUTURAS DO FERRO FUNDIDO BRANCO HIPOEUTÉTICO BASEADO EM MORFOLOGIA MATEMÁTICA



UMA ABORDAGEM COMPUTACIONAL PARA SEGMENTAÇÃO DAS MICROESTRUTURAS DO FERRO FUNDIDO BRANCO HIPOEUTÉTICO BASEADO EM

MORFOLOGIA MATEMÁTICA

Victor Hugo C. de Albuquerque1, João Manuel R. S. Tavares2, Paulo Cesar Cortez3

1-Universidade de Fortaleza, Centro de Ciências Tecnológicas, Fortaleza, Brasil, email: [email protected] de Engenharia da Universidade do Porto, Porto, Portugal, email: [email protected]

3- Universidade Federal do Ceará, Departamento de Engenharia de Teleinformática, email: [email protected]

Palavras chave: Ferro fundido branco hipoeutético, Análise de imagem, Morfologia matemática, Segmentação

Resumo

Este trabalho apresenta uma abordagem computacional para classificação automática das microestruturas de um ferro fundido branco hipoeutético usando morfologia matemática binária. Tal abordagem assume especial importância porque os softwares comerciais não segmentam corretamente essas microestruturas, que são: cementita, perlita e ledeburita. Para validar o algoritmo automático de segmentação proposto neste trabalho, são analisadas 30 amostras de ferro fundido branco hipoeutético, sendo binarizadas através de um limiar automático obtido usando o menor número de pixel em um histograma. Os resultados obtidos são semelhantes aos da examinação visual humana, segmentando eficientemente a cementita, perlita e ledeburita separadamente, diferentemente dos sistemas comerciais, que classificam a perlita e a ledeburita com sendo uma única microestrutura. Portanto, a abordagem computacional proposto neste trabalho, baseada nas técnicas da morfologia matemática com operações binárias, oferece aos estudantes, engenheiros, especialistas e outros da área das Ciências dos Materiais mais uma opção para uma análise microestrutural.


Victor Hugo C. de Albuquerque; João Manuel R. S. Tavares; Paulo Cesar Cortez

Ledeburita

Perlita

Cementita



A B A B

A A B 2

Z { | ( ) }A B Z B z Aθ = ⊆

A B A ⊕ B

2

Z ^

{ | [( ) ] }A B Z B z A A⊕ = ∩ ⊆ A B A B

B { }A B A B Bθ= ⊕ A

B B

{ }A B A B Bθ• = ⊕


FERRAMENTA DE ANÁLISE NÃO DESTRUTIVA PARA OBTENÇÃO DE PARÂMETROS MICROESTRUTURAIS BASEADA EM VISÃO COMPUTACIONAL




Victor Hugo C. de Albuquerque1, João Manuel R. S. Tavares2, Paulo Cesar Cortez3*, Pedro P. Rebouças Filho3†

1-Universidade de Fortaleza, Centro de Ciências Tecnológicas, Fortaleza, Brasil, email: [email protected] de Engenharia da Universidade do Porto, Porto, Portugal, email: [email protected]

3- Universidade Federal do Ceará, Departamento de Engenharia de Teleinformática, email: *[email protected]; †[email protected]

Palavras chave: Ciência dos materiais, Processamento e análise de imagem, Ensaio não destrutivo

Resumo

Este trabalho apresenta novos parâmetros de medida calculados por um Sistema de Visão Computacional desenvolvido para a Classificação de Microestruturas em Materiais Metálicos. Este sistema é uma ferramenta de análise de imagens adequada para a área de Ciência dos Materiais, permitindo realizar automaticamente a segmentação e quantificação de microestruturas em materiais metálicos. Como evolução deste sistema, este trabalho apresenta novos parâmetros de medida que possibilitam uma análise mais detalhada das microestruturas através de medidas de comprimento, área e perímetro. Para obter estas medidas, utiliza-se o algoritmo de crescimento de regiões e o filtro de Roberts. Após a calibração correta do microscópico óptico usado obtêm-se as fotomicrografias necessárias para a aplicação do sistema de-senvolvido. Para validar os resultados obtidos é realizada uma comparação com a análise de microscopia convencional. Portanto, o sistema apresentado é capaz, para além de realizar segmentação e quantifi-cação de microestruturas, de obter parâmetros importantes para uma análise mais deta-lhada das propriedades mecânica dos materiais baseados em ensaios não destrutivos.


Victor Hugo C. de Albuquerque; João Manuel R. S. Tavares; Paulo Cesar Cortez, Pedro P. Rebouças Filho

n

1i=

= RiRI

−

=10

011r

−

=01

102r

( ) ( )22

21 rrG +=


Victor Hugo C. de Albuquerque; João Manuel R. S. Tavares; Paulo Cesar Cortez, Pedro P. Rebouças Filho


INFLUÊNCIA DE CICLAGENS TÉRMICAS NA TRANSFORMAÇÃO DE FASE DA LIGA CUALBECIBIM 10, Oporto, Portugal, 2011 CIBEM 10, Porto, Portugal, 2011


INFLUÊNCIA DE CICLAGENS TÉRMICAS NA TRANSFORMAÇÃO DE FASE DA LIGA CUALBE

Ieverton Caiandre A. Brito1*, Victor Hugo C. de Albuquerque2, Rodinei M. Gomes1†, Tadeu Antonio A. Melo1+, João Manuel R. S. Tavares3

1-Universidade Federal da Paraíba, Departamento de Engenharia Mecânica, João Pessoa, Brasil, email: {*caiandre.lsr.ct, †gomes, +tadeu}@lsr.ct.ufpb.br

2-Universidade de Fortaleza, Centro de Ciências Tecnológicas, Fortaleza, Brasil, email: [email protected]

3-Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto, Porto, Portugal, email: [email protected]

Palavras chave: Liga CuAlBe, Calorimetria diferencial exploratória, Ciclos térmicos, Transformações de fases

Resumo

Ligas CuAlBe apresentam propriedades mecânicas superiores às ligas CuAlNi, que são frágeis em temperaturas negativas, também CuAlBe são mais baratos que as ligas de NiTi. Em relação as ligas CuAlZn, que têm um grande problema em termos de composição química de controle, e ligas CuAlMn, que têm menor ductilidade, as ligas CuAlBe são mais estáveis, fácil controle de composição quimica e maior flexibilidade em relação as ligas mencionadas devido à sua pseudo-elasticidade. Além do mais, as ligas CuAlBe têm excelente absorção de vibrações de ondas mecãnicas, devido ao seu tamanho de grão grosseiro, e pode ser usada com confiabilidade em baixas temperaturas. Devido a essas características, as ligas CuAlBe são utilizadas como atuadores eletromecânicos para eletromecânica atuadores e união de tubulações em baixas temperaturas, entre outras aplicações. O objetivo principal deste trabalho é avaliar a influência de 22 ciclos térmicos de resfriamento em água em atmosfera ambiente sobre as temperaturas de transformação de fases em uma liga CuAlBe através do ensaio por calorimetria diferencial exploratória (DSC). Os resultados mostraram uma diminuição na estabilidade térmica da liga utilizada com o aumento dos ciclos térmicos de tempera em água, bem como um aumento significativo nas temperaturas de transformação de fases. Essas modificações ocorrem provavelmente devido a perca em peso do elemento berílio por oxidação durante os tratamentos térmicos sucessivos.


Ieverton Caiandre A. Brito, Victor Hugo C. de Albuquerque, Rodinei M. Gomes, Tadeu Antonio A. Melo, João Manuel R. S. Tavares

2 4 6 8 12 14 18 22

Quanti dade de têm peras

-110

-90

-70

-50

-30

-10

Te

mp

. d

e m

áx

. tr

ans

form

aç

ão

de

fa

se

[º

C] T ransformação Ms-Mf

T ransformação Af-As


INFLUÊNCIA DE CICLAGENS TÉRMICAS NA TRANSFORMAÇÃO DE FASE DA LIGA CUALBE


Ieverton Caiandre A. Brito, Victor Hugo C. de Albuquerque, Rodinei M. Gomes, Tadeu Antonio A. Melo, João Manuel R. S. Tavares

-150 -100 -50 0 50 100 150

-30

-20

-10

0

10

20

Flu

xo d

e C

alo

r [m

W]

Temperature [ºC]

DSC da liga CuAlBeNbNi para duas têmperas

-150 -100 -50 0 50 100 150

-20

-10

0

10

20

Flu

xo d

e C

alo

r [m

W]

DSC da liga CuAlBeNbNi para doze têmperas

Temperature [ºC]

-15000 -10000 -5000 0 5000 10000 15000

-2000

-1500

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

DSC da liga CuAlBeNbNi para vinte e duas têmperas

Flu

xo

de

Ca

lor

[mW

]

Temperatura [ºC]


PROPRIEDADES MECÂNICAS DE CONCRETO COMPACTADO COM ROLO, USANDO RESÍDUO COMO AGREGADOCIBIM 10, Oporto, Portugal, 2011 CIBEM 10, Porto, Portugal, 2011


PROPRIEDADES MECÂNICAS DE CONCRETO COMPACTADO COM ROLO, USANDO RESÍDUO COMO AGREGADO

Maria da Consolação Fonseca de Albuquerque1*, Vinícius de Abreu Clemente 1†, Aparecido Carlos Gonçalves 1†

1-Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira, Universidade do Estado de São Paulo, Av. Brasil, 56, Ilha Solteira, SP, Brasil, email: [email protected]

Palavras chave: Concreto Compactado com Rolo, Propriedades Mecânicas, Resíduos

Resumo

O alto consumo de areia natural extinguiu algumas reservas naturais próximas aos grandes centros consumidores, elevando assim, os custos de transporte e conseqüentemente o da areia, desencadeando a busca de materiais alternativos para a confecção dos concretos. No presente estudo foram compostas misturas de concreto compactado com rolo (CCR), sendo que para a fração areia foram empregados areia natural e resíduo de construção nas proporções de 16% e 50%. Para fins de análise da influência na propriedade mecânica destes CCR com resíduo, foram confeccionados corpos-de-prova cilíndricos e prismáticos com e sem resíduos e investigados parâmetros referentes resistência à tração indireta e à tração na flexão. Os corpos de provas com resíduo se mostraram viáveis do ponto de vista técnico e ambiental. Portanto, quanto a questão ambiental pode-se minimizar os impactos provenientes da


Maria da Consolação Fonseca de Albuquerque, Vinícius de Abreu Clemente , Aparecido Carlos Gonçalves

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PROPRIEDADES MECÂNICAS DE CONCRETO COMPACTADO COM ROLO, USANDO RESÍDUO COMO AGREGADO��

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ANÁLISE DA CARACTERIZAÇÃO ESTRUTURAL DE TRILHOS FERROVIÁRIOS SOLDADOS POR CALDEAMENTOCIBIM 10, Oporto, Portugal, 2011 CIBEM 10, Porto, Portugal, 2011


ANÁLISE DA CARACTERIZAÇÃO ESTRUTURAL DE TRILHOS FERROVIÁRIOS SOLDADOS POR CALDEAMENTO

Claudemir Aparecido Briguente1*, Vicente Gerlin Neto2*, Paulo Afonso Franzon Manoel1†, Celso Riyotsi Sokei2†, Vicente Afonso Ventella2†, Ruis Camargo Tokimatsu3

1-Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”, Ilha Solteira, São Paulo, Brasil, email: [email protected] Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”, Ilha Solteira, São Paulo, Brasil, email: [email protected] Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”, Ilha Solteira, São Paulo, Brasil, email: [email protected]

Palavras chave: Trilhos, Caldeamento, Dureza, Caracterização Microestutural

Resumo

O presente trabalho realiza uma caracterização mecânica e microestrutural de juntas soldadas de trilhos TR57 por caldeamento. Nesse tipo de trilho o aparecimento de trincas ocorre em função de diversas variáveis, entre elas, duas das mais importantes são a dureza e as solicitações causadas pelas rodas dos equipamentos ferroviários. Os ensaios de dureza são amplamente usados nesse sentido para a avaliação dos materiais, por ser uma propriedade de fácil medição. Entretanto, existe pouca literatura e um reduzido número de publicações sobre o assunto que mostre detalhes sobre o comportamento das juntas de trilhos soldadas pelo processo de caldeamento. Este trabalho tem como objetivos estudar o comportamento da dureza em juntas soldadas de aço com alta resistência e analisar as microestruturas formadas na junta soldada. Para a realização do trabalho foram coletadas amostras de trilhos TR 57 os quais compõem boa parte da malha ferroviária brasileira. Os ensaios foram realizados em três regiões do corpo de prova: Patim, Alma e Boleto. Foi realizado ensaio de dureza Vickers, com 50 Kgf, no sentido longitudinal do Corpo de Prova. Para os ensaios metalográficos foram retiradas amostras da junta soldada, isto é, metal base, zona afetada termicamente e linha de caldeamento. Os resultados mostraram que na Linha de Caldeamento e na Zona Afetada Termicamente a dureza é nitidamente maior que no Metal Base, sendo a região do patim a de maior intensidade. Ocorreu um intenso refino de grão na região da zona afetada termicamente. A fração volumétrica de inclusões não metálicas encontrada na linha de caldeamento foi pequena.


Claudemir Aparecido Briguente, Vicente Gerlin Neto, Paulo Afonso Franzon Manoel Celso Riyotsi Sokei, Vicente Afonso Ventella, Ruis Camargo Tokimatsu CA Briguente, V Gerlin Neto, PAF Manoel, CR Sokei, VA Ventrella, RC Tokimatsu

1. INTRODUÇÃO O sistema ferroviário brasileiro é um importante meio

de transporte para o país, evidenciando principalmente o transporte de cargas. Ideal seria a diminuição do tempo em suas viagens, além de maior capacidade de cargas a transportar, aumentando a competitividade do sistema. Isto seria conseguido com o aumento da velocidade e da capacidade de carga dos eixos e das vias férreas, sem afetar a segurança. Uma conseqüência lógica das maiores velocidades e cargas por eixo nas vias seria o aparecimento de defeitos e o aumento dos desgastes na via ao longo do tempo. O contato roda-trilho é o maior causador dos desgastes em ambos os elementos. Sendo que as tensões de contato, que ocorrem numa pequena área, são responsáveis pelo surgimento de muitos defeitos nos trilhos [1]. O aumento da velocidade e de cargas altera a dinâmica do contato e, com isso, os defeitos têm aumentado vertiginoso nas últimas décadas, e os desgastes evoluíram rapidamente, tornando-se uma preocupação para os engenheiros ferroviários. Devido ao alto custo do material e da manutenção envolvidos na operação, a engenharia ferroviária busca meios de atenuar estes problemas sem afetar o desenvolvimento do sistema. Atualmente vem sendo realizadas pesquisas com novos materiais, alteração das características do aço, incluindo a purificação e aumento da dureza, desenvolvimento de novos perfis de trilho, dinâmica da interação roda-trilho e eliminação das emendas com talas, por trilhos longo soldados. O emprego dessas novas técnicas e alternativas são realizadas a fim de possibilitar a aplicação de perfis com contato roda-trilho otimizados. O que estes estudos buscam é um meio de aumentar a vida útil dos trilhos, adiando ao máximo sua troca e assim reduzindo os custos de manutenção, pois a vida útil dos trilhos está relacionada com seu limite de desgaste e trincas. Com isso, vem a necessidade do melhor entendimento desse desempenho dos trilhos. A movimentação de cargas de alto fluxo de produção está em evolução constante de forma a atender o mercado em processo de expansão. O Brasil possui inúmeras ferrovias de grande porte, usando trilhos soldados de topo por caldeamento destacando o transporte de minério de ferro. Os trilhos são os componentes ferroviários mais suscetíveis à falha devido a vários fatores, entre eles: alta pressão de contato das rodas em regime de carregamento cíclico e existência de tensões residuais, causadas pela deformação plástica superficial, pelo processo de soldagem, pela variação térmica na linha e pela tensão de projeto, necessária para manter os trilhos alinhados [2, 3]. Os aços com microestrutura perlítica têm sido amplamente utilizados em componentes ferroviários. A composição química dos trilhos ferroviários varia em função do tipo de solicitação da via, isto é, intensidade da tonelagem bruta trafegada e da velocidade. Portanto, as principais exigências são a resistência à fadiga, ao desgaste e a deformação plástica aliada a uma alta tenacidade à fratura, além de elevados limites de escoamento e resistência, e uma boa soldabilidade. A experiência ferroviária tem demonstrado que isto pode ser obtido em aços laminados a quente e, com teor de

carbono entre 0,6 e 0,82% e teores relativamente altos de manganês e silício [3]. 1.1 Microestruturas da ZTA

Na Transformação de Austenita para Ferrita sob condições de equilíbrio, a formação da ferrita pró-eutetóide ocorre a 910°C no ferro puro, mas fica entre 910°C e 723°C nas ligas Fe-C. Entretanto, pelo resfriamento no estado austenítico para temperaturas abaixo da temperatura eutetóide Ae1, a ferrita pode ser formada em ligas Fe-C que contêm acima de 0,8% de carbono, e temperaturas abaixo de 600°C. Como resultado do comportamento dos aços carbono, Dubé [4] propôs uma classificação das morfologias de ferrita, tal como: (1) Ferrita alotriomórfica de contorno de grão: Há cristais

que nucleiam nos contornos de grão da austenita a temperaturas altas (800-850°C), como mostrada na Figura 1 a.

(2) Ferrita de Widmanstätten: Nucleiam nos contornos de grão da austenita, mas crescem ao longo da matriz. Elas crescem diretamente dos contornos ou nucleiam em uma ferrita alotriomórfica pré-existente, como mostrada na Figura 1 b.

(3) Ferrita intragranular: Cristais equiaxiais que nucleiam dentro dos grãos da austenita e possuem contornos irregulares, como mostrada na Figura 1 c.

(4) Ripas Intragranular: Estas ripas são similares às que crescem dos contornos de grão, mas elas nucleiam totalmente dentro dos grãos da austenita, como mostrada na Figura 1d.

Figura 1: Classificação das morfologias de ferrita [4]

A ferrita alotriomórfica de contorno de grão é a primeira morfologia a aparecer em toda a faixa de composição e temperatura. Entretanto, a altas temperaturas (acima de 800°C) elas crescem ao longo dos contornos de grão e também dentro dos grãos. Se o teor de carbono é muito alto (> 0,4%), as regiões de perlita são grandes o suficiente para previnir o crescimento das ripas de ferrita. Entretanto se o teor de carbono é abaixo de 0,2%, a ferrita alotriomórfica minimiza o crescimento de ferrita de Widmanstätten. Porém, o fator mais



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importante é a temperatura de crescimento da ferrita, que é determinada pela taxa de resfriamento do aço [4]. 1.2 Transformações Durante o Resfriamento O tipo e a fração volumétrica dos produtos de transformação dependem de vários fatores, incluindo o tamanho de grão da austenita, temperatura de pico, taxa de resfriamento e elementos de liga presentes. Entretanto, o alto teor de carbono equivalente do metal de base tende a mover as curvas do diagrama TTT para tempos longos, aumentando a probabilidade de formação de martensita [5, 6, 7]. ● Zona de crescimento de grão: A região onde a temperatura é suficiente para haver dissolução de precipitados dentro do campo austenítico, a ferrita pró-eutetóide se precipita nos contornos de grão. Particularmente a ferrita de Widmanstätten. A martensita se forma a altos valores de carbono equivalente e concentra-se no meio dos grãos, como é mostrado nas Figuras 2(a) e (b). ● Zona de refinamento de grão: A redução da temperatura de pico nesta zona implica na transformação ferrita-austenita durante o aquecimento. A transformação de austenita para ferrita no resfriamento, portanto, tende a produzir uma granulação fina de ferrita-perlita, pela velocidade de resfriamento. A grande área de contorno de grão tende a promover a nucleação de ferrita, a austenita permanece no centro do grão e, dependendo da velocidade de resfriamento, transforma-se em perlita, como é mostrado na Figura 2(c). ● Zona parcialmente transformada: Na austenitização parcial, entre 750

e 900°C, a perlita

no metal de base rapidamente austenitiza devido ao abaixamento da temperatura de transformação, a austenita fica enriquecida em carbono e manganês. Por esta razão, a transformação austenita-ferrita no resfriamento pode levar a várias possíveis estruturas, dependendo da taxa de resfriamento (bainita superior, perlita, martensita auto-revenida ou martensita com alto teor de carbono), como é mostrado na Figura 2(d). ● Zona de esferoidização de carbetos: Corresponde à faixa de temperatura de 700-750°C, há uma pequena transformação da ferrita-austenita durante o rápido ciclo térmico, então a mais notável mudança é a degradação das lamelas de perlita para partículas esferoidais de cementita (fase escura), como é mostrado na Figura 2(d). ● Zona de material de base sem mudanças: Na região do metal base as temperaturas atingidas não são suficientes para provocar mudanças na microestrutura. Com temperaturas na faixa de 650°

C a

modificação na morfologia dos constituintes não parece ocorrer. Entretanto, a combinação do efeito de aquecimento e tensão residual pode causar um envelhecimento, como é mostrado na Figura 2(e). Este fenômeno é associado com o movimento de discordâncias no resfriamento.

Figura 2: Microestruturas mostrando as várias zonas da ZTA [5].

1.3 Principais Micro constituintes da ZTA ● Martensita (M) Pode-se encontrar este constituinte em aços C-Mn soldados. A martensita é dura, de pouca resistência e pode aumentar a susceptibilidade ao trincamento da ZTA por hidrogênio [8]. ● Ferrita com Martensita /Carbeto /Austenita Alinhados (MAC) É a microestrutura predominante dos aços C-Mn, a ferrita pode ter um alinhamento ou não, mas essa variação é provavelmente um efeito causado pelos elementos de liga. ● Ferrita Intragranular de Widmanstätten (WF) Este tipo de ferrita forma-se a altas temperaturas de transformação e é favorecida pelo lento resfriamento associado com o alto aporte de calor. ● Ferrita com segunda fase Esta fase aparece em regiões longe dos contornos originais da austenita e é o resultado da reação de decomposição eutetóide, alguns autores fazem uma subdivisão deste tipo de ferrita em: - Ferrita associada aos contornos de grão da austenita; - Ferrita poligonal intragranular. ● Ferrita Acicular (FA) São pequenos grãos alinhados de ferrita encontrados no grão da austenita primária.



Embora a zona fundida seja expulsa durante o recalcamento, diferenças micro estruturais básicas podem ser observadas entre a zona termicamente afetada (ZTA) e o metal de base em juntas obtidas por centelhamento. A energia associada ao processo de soldagem promove um gradiente térmico ao longo das seções longitudinais das peças, já que a temperatura varia entre a temperatura de fusão na interface de soldagem e a temperatura ambiente [9]. A ZTA em juntas obtidas por centelhamento estende-se da linha de caldeamento até a região que tenha sido aquecida no mínimo a temperaturas significantes nos diagramas de transformação tempo-temperatura (Diagrama TTT) [9]. Em juntas do aço C-Mn que não tenham sido tratadas termicamente pós- soldagem observa-se a presença de estruturas típicas de superaquecimento, como a estrutura de Widmanstätten [9,10]. Observa-se que esta estrutura tende a desaparecer à medida que a distância da linha de caldeamento aumenta. Associa-se então, o desaparecimento completo da ferrita de Widmanstätten e a redução do tamanho das colônias de perlita até seu valor próximo no metal de base, como o final da região de superaquecimento e da ZTA respectivamente [9]. A zona termicamente afetada nas juntas obtidas por centelhamento é simétrica em relação à linha de caldeamento e pode ser eliminada através de tratamentos térmicos subseqüentes a soldagem. 1.4 Soldagem por Caldeamento Na soldagem por centelhamento, as peças são rigidamente fixadas por matrizes/eletrodos, com pelo menos um conjunto móvel e ambas condutoras de eletricidade. Um arco elétrico (através de uma fonte) é gerado entre as peças a serem soldadas produzindo calor que aliado a uma força de compressão produzem a soldagem sem a utilização de consumíveis [11].

Figura 3: Esquema de soldagem por caldeamento [11].

1.5 Ensaio de dureza

Na execução do ensaio temos que salientar as condições relevantes das tensões provocadas pela aplicação da carga, como deformação plástica e elástica. Os ensaios são executados sob condições padronizadas, em geral definidas por normas, de forma que seus resultados sejam significativos para cada material e possam ser facilmente comparados. Dentre os ensaios de materiais, o ensaio de dureza possui extrema importância, pois fornece inúmeras informações sobre o material, o que permite trabalhar com maior confiabilidade e obter maior longevidade do mesmo [12]. De acordo com o

método utilizado, o parâmetro “habilidade do operador” apresenta uma influência significativa no resultado final da medida, podendo representar uma grande fonte de erro. Por essa razão, torna-se importante o desenvolvimento de uma metodologia que não seja influenciada pela capacidade de observação e interpretação do operador [13]. Em contraste com a simplicidade da deformação elástica, a deformação plástica ocorre de várias maneiras. A plasticidade é a propriedade do material não voltar à sua forma inicial após a remoção da carga externa, obtendo-se deformações permanentes. Quando a deformação plástica é atingida, ocorre alteração da estrutura interna do material, aumentando a sua dureza. Esse aumento na dureza por deformação plástica é denominado endurecimento por deformação a frio ou encruamento e é acompanhado da elevação do valor da resistência e redução da ductilidade do metal [14]. Quando ocorre uma deformação plástica, há um rompimento de ligações atômicas e, posteriormente, essas ligações são reativadas com novos átomos. Tal fato faz com que o objeto não retorne ao seu formato original [15]. Uma grande desvantagem do método de micro-dureza Vickers consiste no fato de que seus resultados vêm influenciados pela medição do operador do micro-durômetro que é responsável por ler e quantificar as diagonais deixadas pela impressão do penetrador. Em alguns casos, torna-se conveniente tornar a medição da micro dureza independente do operador automatizando o processo [16]. 1.6 Ensaio de metalografia O efeito da microestrutura nas propriedades físicas e mecânicas dos aços faz do exame metalográfico uma necessidade para a perfeita análise e compreensão destas propriedades [17]. A metalografia convencional dos aços realizada com reagentes de ataque comuns, tais como, nital, picral e o reagente de Vilella geralmente revelam a microestrutura com um contraste em branco e preto, onde às vezes a distinção entre alguns micro-constituintes pode-se tornar difícil e confusa [18]. A fim de melhor revelar as fases e conseguir maior precisão na identificação destas, os metalografistas utilizam métodos para obtenção de metalografias coloridas, que proporcionam a retirada de maiores informações sobre a microestrutura das amostras [19]. Este trabalho tem o objetivo de estudar as transformações da junta soldada no que se refere à dureza e ma croestrutura nas regiões do patim, alma e boleto, comparando-as com o metal base devido ao processo de solda, bem como mostrar as transformações da microestrutura nas mesmas regiões do trilho TR 57. 2. MATERIAIS E MÉTODO

O material utilizado no presente trabalho corresponde a trilhos laminados TR 57 de aço com alto teor de C, de fabricação chinesa, conforme figura 4. A análise química é mostrada na tabela 1.


ANÁLISE DA CARACTERIZAÇÃO ESTRUTURAL DE TRILHOS FERROVIÁRIOS SOLDADOS POR CALDEAMENTOCA Briguente, V Gerlin Neto, PAF Manoel, CR Sokei, VA Ventrella, RC Tokimatsu

Figura 4 : Detalhe da região soldada do trilho TR57, mostrando as regiões do Boleto, Alma e Patim

Tabela 1: Composição química (% em peso) do trilho TR 57[18].

Elementos C Si Mn P S 0,82 0,42 1,02 0,011 0,005 Cr Ni V Cu Al 0,40 0,04 0,003 0,03 0,003

Recebido o material na mesma forma que utilizado na construção da malha ferroviária brasileira, e escolhido um seguimento de trilho contendo uma solda por caldeamento (flash welding “FW”), procedeu-se à retirada do corpo de prova, conforme norma [19]. Os corpos foram cortados na dimensão de 300 milímetros de comprimento, sendo 150 milímetros para cada lado da linha de caldeamento.

A preparação do corpo de prova deu-se com serragem, usinagem, retifica e lixamento manual usando lixa d’agua iniciando com a granulação 80 e terminando com a granulação 600. O ensaio de dureza foi realizado na escala Vickers, usando uma pirâmide de diamante de base quadrada e angulo entre faces de 136° aplicando uma carga de 50 Kp com mínimo de 20 segundos, com temperatura ambiente de 22°C ± 3°C, subdividindo o material base (MB) de 10 em 10 milímetros e a região da solda (ZAT e LC) de 5 em 5 milímetros no sentido longitudinal nas regiões do boleto, alma e patim (figura5).

Figura 5: Corpo de prova preparado para ensaio de dureza

Os corpos de prova foram preparados de acordo com os procedimentos padrões de metalografia, (corte, lixamento, polimento com alumina 1,0 µm e ataque nital 2%). Posteriormente foram realizadas análises com microscopia ótica. 3. RESULTADOS E DISCUSÕES A figura 6 mostra uma macrografia da região da junta soldada (região do boleto) por caldeamento, onde observa-se na parte central a linha de caldeamento(LC), as regiões da zona afetada termicamente (ZAT) e do metal base (MB).

Figura 6: Amostra atacado com nital 2%

A região do boleto, parte superior do trilho, é a região que recebe diretamente os impactos do contato roda-trilho, secção com maior área e desgastes, local também onde aparece à maioria dos defeitos comparado com a alma e o patim, possui menor resistência na zona soldada, comparada as outras duas regiões analisadas (alma e patim), solicitado em linha reta por compressão e em curvas além da compressão recebe a força centrípeta. O trilho TR 57 analisado no presente trabalho apresentou uma homogeneidade em sua dureza com uma variação normal na região do metal base, tendo um ligeiro decréscimo na região de transição do metal base (MB) e zona afetada termicamente (ZAT) e uma elevação brusca quando tende a linha de caldeamento (LC). Ver figura 7.

Figura 7: Gráfico de Dureza do boleto



A alma, que é o elemento de ligação entre o patim e boleto, apresentou um perfil de dureza maior que o boleto e menor que o patim com variações dureza semelhante ao boleto. Sua resistência e espessura deve ser suficiente para suportar as tensões de compressão, flexão e centrípeta na curvas. O patim, região destinada a dar suporte, sustentação e fixação da linha férrea, além de servir como agente distribuidor das tensões para os dormentes, lastro e sub-lastro da via é a parte do trilho que nos ensaios apresentou maior dureza. Ver figura 8.

Figura 8: Gráfico de Dureza do patim

O gráfico da figura 9 nos mostra as diferentes durezas encontradas nos ensaio do boleto, alma e patim, com desvio padrão de 4 x 10-3 do trilho TR-57.

Figura 9: Comparação das durezas.

Analisando-se a linha de caldeamento observou-se que a mesma localiza-se na parte central da zona de caldeamento (ZC) e apresenta-se de forma regular entre as regiões do boleto, alma e patim. A largura média da linha de caldeamento foi de 480 µm. Ver figura 10.

Figura 10: Micrografia da linha de caldeamentoLC).

Análise microestrutural da linha de caldeamento, principalmente na região da interface, mostrou que essa região está praticamente isenta de descontinuidades, pois não ocorreu a formação de poros ou vazios, apenas algumas inclusões oxidas foram registradas, fato que pode ser considerado desprezível. Foi observado também na região da interface a formação do microconstituinte Ferrita Primária de Contorno de Grão. Não foi constatado a presença de nenhum tipo de trinca, seja trinca a quente (hot cracking) ou trinca a frio (cold cracking). Considerando que essas trincas estão relacionadas às característica metalúrgicas do metal base e ao correto procedimento de soldagem, pode-se concluir que o metal base e o procedimento de soldagem foram perfeitamente qualificados. Analisando-se a zona afetada termicamente das três regiões, isto é, boleto, alma e patim observou-se que a mesma encontra-se posicionada perpendicularmente à base do patim, o que pode-se concluir que os trilhos foram perfeitamente alinhados antes da soldagem. Na parte central da zona afetada termicamente (ZAT) encontra-se a Linha de Caldeamento, discutida no item anterior. Análises macrográficas dessa região mostrou que a mesma apresenta duas sub-regiões distintas. As figuras 11, 12 e 13 mostram micrografias da Zona Afetada Termicamente.

Figura 11: Patim (ZAT)



CA Briguente, V Gerlin Neto, PAF Manoel, CR Sokei, VA Ventrella, RC Tokimatsu

Figura 12: Boleto (ZAT)

Figura 13: alma (ZAT)

O metal base apresentou uma microestrutura perlítica, característica de um aço com alto teor de C, atendendo a norma do TR57, isto é, teor de carbono na faixa de 0,72 a 0,82%, manganês de 0,80 a 1,10%, silício 0,10 a 0,60. Nota-se uma estrutura lamelar, sendo as linhas escuras a cementita e as linhas brancas a ferrita. Nas regiões analisadas não foi observado descontinuidades decorrente do processo de fabricação, como por exemplo a dupla laminação ou trincas. As figuras 14, 15 e 16 mostram micrografias do metal base.

Figura 14: Patim (MB)

Figura 15: Boleto (MB)

Figura 16: Alma (MB),

4. CONCLUSÕES

• A partir dos resultados obtidos pode-se concluir que os valores apresentados nos ensaios de dureza atendem aos critérios estabelecidos na Norma Européia EN 13674-1 [15] e desta forma estão compatíveis com o tipo de solicitação e carregamento existentes na estrada de ferro submetidas às severas solicitações dos trilhos. • Há uma variação quanto ao tamanho dos grãos, tendo um refinamento na região afetada pelo calor, principalmente próximo à LC. ●As alterações de dureza impostas para atender necessidades de alta carga por eixo em linhas com severas solicitações puderam ser alcançadas com o aumento de teor de Cr. Por outro lado os baixos limitesde S e P permitiam alcançar os requisitos de tenacidade exigidos. • Na região da solda, o patim apresentou a maior dureza. • A fração volumétrica das inclusões encontrada nos corpos de prova é mínima. • Quanto à variação da dureza do boleto alma e patim, provavelmente houve contribuição no resfriamento, uma vez que o boleto é a região de maior área e seu resfriamento mais lento, possibilitando assim uma menor dureza. • Pode-se afirmar que a influencia do calor no processo de caldeamento teve uma alteração significativa quanto à



dureza e tamanho do grão, podendo ser fator preponderante ao aparecimento de defeitos nessa região. Referências [1] MAGALHÃES, P. C., 2000. Contato Roda-Trilho. In:

BRANCO, J. E. S. C.; FERREIRA, R. (Ed.). Tratado de estradas de ferro. Rio de Janeiro, p. 80-111.

[2] BRINA, H. L. Estradas de ferro. Rio de Janeiro: Livros Técnicos e Científicos, v.1, 1979.

[3] Silva, P.R.T., “Caracterização de Trilhos Ferroviários Quanto à Tenacidade à Fratura e Comportamento em Fadiga”, Dissertação de Mestrado, PPGEM – UFRGS, Porto Alegre, 1995.

[4] DUBÉ C. A.AARONSON, H. I., MEHL, P. F. la formation de ferrite proeutectóide les acies ou carbone, Revuen de Metalurgie, Paris, V. 55, n3, p-201 -210, mar. 1958

[5] EASTERLING, K. Introduction to the Physical Metallurgy of Welding. Ed.BMM, London, 1985.

[6] PISARSKI, H.G; PARGETER, R.J. Fracture toughness of HAZ in steels for offshore platforms. Metal Construction, July 1984.

[7] ASHBY, M.F.; EASTERLING,K.E. A first report and diagrams for grain growth in welds. Acta Metalutgica, Vol. 30, n°11, pp. 1969-1978.

[8] THE WELDING INSTITUTE. Metallography of Welding in Carbon-Manganese Steels- Introductory Notes. The Welding Institute, Cambridge, 1984.

[9] PEREIRA, Marcos V. S.,Influência dos Tratamentos Térmicos de Normalização no Comportamento na Fratura de Juntas Soldadas obtidas pelo Processo de Centelhamento. Dissertação de Mestrado, DCMM/PUC-Rio, Fevereiro de 1988.

[10] SEABRA, A. L. F. Estudo da Junta Soldada do Aço AISI 1330 com Nb no Estado Bruto de Soldagem. Trabalho de Fim de Curso, DCMM/PUC-Rio, 1987.

[11] BRACARENCE, A. Q., PhD, Soldgem por Centelhamento, Universidade Federal de Minas Gerais, Grupo Robótica, Soldagem e Simulação.

[12] TSUI, T.Y.; JOO, Y. A new technique to measure through film thickness fracture toughness. Thin solid films, v. 401, p. 203-10, 2001.

[13]PODCHIBIAKIN, D. et al. Comparación de Diferentes Métodods de Medición de la mpronta de la Imagen de Microdurómetros. In: Jornadas Sam / Conamet /Simposio Materia, p. 1979-82, 2003.

[14] FERRAZ H. O Aço Na Construção Civil, Revista Eletrônica de Ciências. 22ª ed, 2003.

[15] GUY A. G. Ciência dos Materiais. São Paulo, 1ª Edição LTC, 1980.

[16] PODCHIBIAKIN, D. et al. Comparación de Diferentes Métodods de Medición de la Impronta de la Imagen de Microdurómetros. In: Jornadas Sam / Conamet / Simposio Materia, p. 1979-82, 2003.

[17]GIRAULT, E.; JACQUES, P.; HARLET, P.; MOLS, K.; HUMBEECK, J. V.; AERNOUDT, E.; DELANNAY, F. Metallographic methods for revealing the multiphase microestructure of TRIP-assisted steels. Materials Characterization, v. 40, p. 111-118, 1998.

[18] RAY, A.; DHUA, S. K. Microstructural manifestations in color: same applications for steels. Materials Characterization, v. 37, p. 1-8, 1996.

[19] BEHARA, E.; SHPIGLER, B. Color Metallography. Metals Park, Ohio, American Society for Metals, 1977.


CONTROLE DOS PROCESSOS DE SOLDAGEM E AVALIAÇÃO POR MÉTODOS NÃO DESTRUTIVOS DA INTEGRIDADE DE JUNTAS SOLDADAS



CONTROLE DOS PROCESSOS DE SOLDAGEM E AVALIAÇÃO POR MÉTODOS NÃO DESTRUTIVOS DA INTEGRIDADE DE JUNTAS SOLDADAS

Meiriele Abreu Alvarenga1*, Charles Luís da Silva1**, Joseph Kalil Khoury Junior1†, Alexandre Martins Reis1††

1-Universidade Federal de Viçosa – Departamento de Engenharia de Produção e Mecânica, Avenida Peter Henry Rolfs, s/n, Campus Universitário, Viçosa – MG, Brasil, email: {*meiriele.alvarenga, **charles.silva, †kalil, ††amreis}@ufv.br

Palavras chave: Soldagem, Controle de Qualidade, Ensaios Não Destrutivos

Resumo

A soldagem é o mais importante processo de união permanente de materiais e é também extensivamente utilizada na deposição de material sobre uma superfície para a recuperação de peças desgastadas ou para a formação de um revestimento com características especiais. É um processo muito versátil em termos dos tipos de ligas metálicas e de espessuras que podem ser unidas. Permite a montagem de conjuntos com rapidez, economia de material e segurança, desde que executada com qualidade. Existe um grande número de processos de soldagem diferentes, sendo necessária a seleção do que se considera adequado para uma dada aplicação. Tais processos podem ser agrupados em dois grandes grupos: processos de soldagem por pressão (ou por deformação) e processos de soldagem por fusão. Durante a soldagem, a estrutura do material pode ser afetada, podendo causar o aparecimento de descontinuidades e culminar na redução da vida útil do componente além da possibilidade de falhas, que, por sua vez, podem se transformar em grandes desastres. Por essas razões, é essencial um controle de qualidade das juntas soldadas, que pode ser efetuado submetendo-as a ensaios mecânicos destrutivos - os quais permitem uma verificação pormenorizada das estruturas e das propriedades obtidas, sendo o ensaio de tração o método mais comum -, ou por ensaios não destrutivos (END) - que não interferem ou prejudicam o uso ou processamento posterior das peças submetidas aos ensaios, e que podem proporcionar baixos custos de utilização, praticidade e rapidez de ensaio. A inspeção (controle) não se resume a apenas estes dois métodos, a mesma pode ocorrer em diferentes momentos: antes, durante e após a soldagem. No presente projeto, por alguns ensaios não destrutivos (visual e líquidos penetrantes) serão avaliadas as soldas produzidas em corpos de prova com Eletrodos Revestidos e por TIG, já que a Equipe UFVbaja, equipe encarregada de projetar e construir um protótipo de um veículo monoposto fora-de-estrada de estrutura tubular, da Universidade Federal de Viçosa, far-se-á, em sua maioria, soldagem em tubos de paredes finas (1,2 e 2,0 mm de espessura) de aço SAE 1020 utilizando algum desses processos. Tem-se como propósito, um estudo comparativo quanto aos tipos e quantidades de descontinuidades encontradas na utilização de cada processo, fixando certos parâmetros, com a finalidade de aplicar aquele considerado mais viável. Além da avaliação da integridade das juntas soldadas, a inspeção ocorrerá em todas as etapas do processo de soldagem para que, após análises por métodos não destrutivos, seja possível analisar e caracterizar as descontinuidades (defeitos) encontradas, listar e avaliar as possibilidades que originaram tais defeitos, bem como orientar o operador quanto às causas dos defeitos ou deficiências do método para melhoria do processo de soldagem.


Meiriele Abreu Alvarenga, Charles Luís da Silva, Joseph Kalil Khoury Junior, Alexandre Martins ReisMeiriele Abreu Alvarenga, Charles Luís da Silva, Joseph Kalil Khoury Junior, Alexandre Martins Reis

1. Introdução

Soldagem é a técnica de união entre duas ou mais superfícies, assegurando uma junção que possua as propriedades físicas e químicas já existentes no material. É o mais importante processo de união permanente de materiais, particularmente os metais.

A sua aplicação atinge desde pequenos componentes eletrônicos até grandes estruturas e equipamentos (pontes, navios, vasos de pressão). É também extensivamente utilizada para a deposição de material sobre uma superfície, visando à recuperação de peças desgastadas ou para a formação de um revestimento com características especiais [11].

É um processo muito versátil em termos dos tipos de ligas metálicas e de espessuras que podem ser unidas; permite a montagem de conjuntos com rapidez, segurança e economia de material. Como exemplo deste último, [11] cita que, quando utilizado parafusos ou rebites para a ligação de chapas metálicas, estas necessitam ser furadas, causando uma perda de seção de até 10%, que deve ser compensada com uma espessura maior das peças; o peso final da estrutura aumenta devido à utilização de chapas de reforço e aos próprios parafusos e porcas ou rebites.

Existe um grande número de processos de soldagem diferentes, sendo necessária a seleção daquele que se considera adequado para uma dada aplicação. Esses diferentes processos podem ser agrupados em dois grandes grupos, baseando-se no método dominante de se produzir a solda (zona de união onde houve solubilização); são eles: processos de soldagem por pressão (ou por deformação), em que a energia é aplicada para provocar uma tensão no material de base (material que constitui as partes a unir), capaz de produzir a solubilização na fase sólida; e processos de soldagem por fusão, onde a energia é aplicada para produzir calor capaz de fundir o material de base.

Durante o processo de soldagem, a estrutura do material pode ser afetada, podendo causar o aparecimento de descontinuidades como trincas e poros, vistos na fig. 1 e, assim, culminar na redução da vida útil do componente além da possibilidade de falhas. Estas, por sua vez, podem se transformar em grandes desastres, envolvendo perdas humanas e materiais, e irreparáveis danos ecológicos [16]. Porém, se executada com qualidade, a soldagem é um processo de fabricação tecnologicamente viável e muito empregado na produção [5].

Figura 1: Descontinuidades em solda [13]

Por essas razões, é essencial um controle de qualidade

das juntas soldadas, que pode ser efetuado submetendo-as a ensaios mecânicos (tração, dobramento e fadiga) - os quais permitem uma verificação pormenorizada das estruturas e das propriedades obtidas -, ou por ensaios não destrutivos (END) - que não interferem ou prejudicam o

uso ou processamento posterior das peças submetidas aos ensaios [7].

O termo descontinuidade em soldagem denota qualquer interrupção da estrutura típica (ou esperada) de uma junta soldada, tal como a falta de homogeneidade de características físicas, mecânicas ou metalúrgicas do material ou da solda. Não significa, necessariamente, que uma junta seja defeituosa pela existência de descontinuidades na mesma, uma vez que esta condição depende da aplicação a que se destina o componente [13]. A descontinuidade é apenas considerada um defeito quando o efeito isolado ou múltiplo desta originar uma incapacidade parcial ou total em relação às mínimas exigências padrões [5].

De acordo com [5], a diferença entre a operação esperada do componente ou a sua indesejada falha dependerá do conhecimento dos tipos de descontinuidades relacionadas à operação de soldagem e seus mecanismos de formação e controle.

Os ensaios não destrutivos podem proporcionar baixos custos de utilização, praticidade e rapidez de ensaio. Destacam-se os seguintes métodos: visual; pressão e vazamento; líquidos penetrantes (LP); radiografia com raios X; radiografia com raios γ; ultra-som; magnéticos; elétricos; eletromagnéticos e térmicos [10].

No presente projeto, por alguns ensaios não destrutivos (visual e líquidos penetrantes) serão avaliadas as soldas produzidas em corpos de prova com Eletrodos Revestidos e por TIG, já que a Equipe UFVbaja, equipe encarregada de projetar e construir um protótipo de um veículo monoposto fora-de-estrada de estrutura tubular, da Universidade Federal de Viçosa, far-se-á, em sua maioria, soldagem em tubos de paredes finas (1,2 e 2,0 mm de espessura) de aço SAE (Society of Automotive Engineers – EUA) 1020 utilizando algum desses processos. A Figura 2 mostra a configuração final da gaiola (estrutura) do protótipo baja concebida no CAD SolidWorks® (9710007761914970).

Figura 2: Estrutura tubular projetada para o protótipo baja

Tem-se como propósito, um estudo comparativo

quanto aos tipos e quantidades de descontinuidades encontradas na utilização de cada processo, fixando certos parâmetros, com a finalidade de aplicar aquele considerado mais viável. Além da avaliação da integridade das juntas soldadas, a inspeção ocorrerá em todas as etapas do processo de soldagem para que, após análises por métodos não-destrutivos, seja possível analisar e caracterizar as descontinuidades (defeitos) encontradas, listar e avaliar as possibilidades que originaram tais defeitos, bem como orientar o operador quanto às causas dos defeitos ou deficiências do método para melhoria do processo de soldagem.


CONTROLE DOS PROCESSOS DE SOLDAGEM E AVALIAÇÃO POR MÉTODOS NÃO DESTRUTIVOS DA INTEGRIDADE DE JUNTAS SOLDADASMeiriele Abreu Alvarenga, Charles Luís da Silva, Joseph Kalil Khoury Junior, Alexandre Martins Reis

2. Referencial Teórico Segundo [8], apresentado na competição BAJA SAE

BRASIL REGIONAL Petrobras 2010, realizada em março de 2010 em Piracicaba - SP, os objetivos da Equipe UFVbaja são que o protótipo atenda a todos os requisitos de segurança e performance automotiva propostos pela SAE (Sociedade de Engenheiros da Mobilidade). O veículo deve ser capaz de superar obstáculos decorrentes de diversos tipos de terreno, sendo eficiente e resistente estruturalmente. Deve ser seguro e eficaz para suportar vários tipos de esforços provenientes das distintas condições de trabalho que podem ser impostas pelo usuário.

Para estes objetivos, as partes soldadas apresentam fundamental importância no que diz respeito à resistência e confiabilidade estrutural do veículo, já que as uniões permanentes dos elementos tubulares são realizadas através de processo específico de soldagem. Para a verificação da qualidade das juntas soldadas, fazem-se necessários processos para inspecionar as mesmas.

Para [13], a inspeção de um conjunto soldado envolve atividades relacionadas com o processo e os equipamentos de soldagem, assim como seu procedimento, sua especificação e qualificação (tanto do processo como do soldador ou operador), além da metalurgia da soldagem, métodos de avaliação dimensional, não destrutivos e destrutivos (particularmente ensaios mecânicos), juntamente com o conhecimento de desenhos técnicos e diferentes normas relacionadas. A inspeção (controle) pode ocorrer em diferentes momentos: antes, durante e após a soldagem.

[13] ainda menciona que, de uma forma geral, a inspeção pode envolver aspectos como: inspeção antes da soldagem - procedimentos e qualificações, planos de fabricação e testes, especificação e qualidade do metal de base, equipamentos de soldagem e auxiliares, consumíveis de soldagem, projeto e preparação das juntas; inspeção durante a soldagem - controle da montagem e ajuste das peças, qualidade das soldas e ponteamento, controle da distorção, conformidade com procedimentos de soldagem e planos de fabricação, controle de temperatura de pré-aquecimento e entre passes e métodos de medição, manuseio e controle dos consumíveis de soldagem, qualificação dos soldadores para as operações executadas, limpeza entre passes e limpeza final da junta, inspeção não destrutiva (exame visual e, se necessário, outros); e inspeção após a soldagem - conformidade com desenhos e especificações, limpeza, inspeção não destrutiva, inspeção destrutiva (ensaios mecânicos em amostras, por exemplo), ensaios de operação, controle de reparos, controle de tratamento térmico após a soldagem e de outras operações, documentação das atividades de fabricação e inspeção.

De acordo com [11], fazem parte do sistema de garantia da qualidade em soldagem as qualificações de procedimento e de soldador (ou operador) e este controle engloba diversas outras atividades, podendo ser, em geral, também dividido em três etapas: controle antes da soldagem, que envolve, por exemplo, análise do projeto, credenciamento de fornecedores ou controle da recepção de material (metal de base e consumíveis), qualificação de procedimentos e de soldadores, calibração e manutenção de equipamentos de soldagem e auxiliares; controle

durante a soldagem, que compreende o controle dos materiais usados, da preparação, montagem e ponteamento das juntas e da execução da soldagem (verificação se o consumível está correto, se as ferramentas estão adequadas, se há conformidade com procedimentos de soldagem e planos de fabricação, entre outros); e controle após a soldagem, que abrange inspeções não destrutivas e de ensaios destrutivos de componentes selecionados por amostragem ou de corpos de prova soldados juntamente com a peça.

[1] explica que os ensaios não destrutivos (END) são técnicas para o controle de qualidade, utilizadas na inspeção de materiais e equipamentos sem prejudicar a posterior utilização dos mesmos, podendo ser executadas nas etapas de fabricação, construção, montagem e manutenção. Contribuem na qualidade dos bens e serviços, na prevenção de acidentes, na redução de custos, no aumento da confiabilidade da inspeção, e fornece informações a respeito da necessidade de reparo.

Como apontado por [2], a inspeção visual é um importante recurso na verificação de alterações dimensionais, padrão de acabamento superficial e na observação de descontinuidades superficiais visuais em materiais e produtos em geral, que é amplamente utilizada na avaliação das condições ou qualidade de juntas soldadas, onde a rápida detecção e correção de defeitos podem resultar em economia. É o método mais simples, de baixo custo operacional e, em geral, precede qualquer outro tipo de ensaio. Este tipo de inspeção requer boa visão, boas condições de iluminação e experiência no reconhecimento de defeitos. Alguns equipamentos também podem ser usados como auxílio, tais como boroscópio, câmeras de televisão, lupas de pequeno aumento, etc. [13] completa que espelhos, réguas e gabaritos são instrumentos também comumente utilizados.

“O ensaio por líquidos penetrantes presta-se a detectar descontinuidades superficiais e que sejam abertas na superfície, tais como trincas, poros, dobras etc., podendo ser aplicado em todos os materiais sólidos e que não sejam porosos ou com superfície muito grosseira.” [4]. [3] explica que o poder de penetração é uma característica muito importante, já que a sensibilidade do ensaio é enormemente dependente do mesmo; e descreve que o método consiste na aplicação de um líquido penetrante (fluorescente ou visível com luz normal) sobre a superfície a ser ensaiada, com pincel, pistola, lata de aerossol ou mesmo imersão. Este líquido age por um determinado tempo de penetração para, em seguida, ter o excesso removido por meio de lavagem com água ou com solventes. Com a aplicação de um material absorvente (revelador), ter-se-á a localização das descontinuidades superficiais.

Em [12], tem-se que, para a seleção de um sistema ideal (líquido penetrante, líquido removedor e revelador), o mesmo deve indicar trincas significantes abertas à superfície da peça; não afetar inadvertidamente o material ou a peça em serviços posteriores; não ser caro a ponto de se tornar economicamente inviável; e não demandar tanto tempo que prejudique a programação da produção.

Segundo [12] também, muitos materiais podem ser inspecionados pelos métodos convencionais de LP visível e fluorescente, porém, o aço inoxidável austenítico e ligas de titânio estão sujeitos a corrosão em temperaturas



elevadas. Para estes metais, os penetrantes devem ter os teores de enxofre e halogênios controlados. Alguns não metálicos são afetados por penetrantes ou emulsificantes com base em determinados solventes; para estes, é indicado um penetrante formulado a base de água. Outros materiais, porém, são prejudicados pela água; um sistema não aquoso é o aconselhável. Penetrantes específicos devem ser desenvolvidos para peças que estejam em contato com oxigênio líquido ou gasoso e em aplicações nucleares.

Há muitos tipos de penetrantes, sistemas de remoção e reveladores e há também diferentes formas de combiná-los [12]. A Tabela 1, baseada em [15] mostra a classificação dos penetrantes, dos processos e dos materiais segundo a ASTM 1417, susceptíveis a combinações para a obtenção de um sistema ideal.

Tabela 1: Classificação dos penetrantes, processos e materiais

segundo a ASTM 1417 Tipo – Classificação

dos Penetrantes

Tipo I – fluorescente

Tipo II – visível

Método –

Classificação dos

Métodos

Método A – Lavável com água

Método B – Pós Emulsificável,

Lipofílico

Método C – Removível com

Solvente

Método D – Pós Emulsificável,

Hidrofílico

Sensibilidade* Sensibilidade Nível 1/2 – Muito

baixa

Sensibilidade Nível 1 – Baixa

Sensibilidade Nível 2 – Média

Sensibilidade Nível 3 – Alta

Sensibilidade Nível 4 – Ultra alta

Reveladores –

Classificação dos

Reveladores

Forma a – Pó Seco

Forma b – Solúvel em Água

Forma c – Suspenso em Água

Forma d – Não-Aquoso

Forma e – Aplicação Específica

Solventes –

Classificação dos

Solventes

Classe 1 – Halogenados

Classe 2 – Não Halogenados

Classe 3 – Aplicação Específica

*Os níveis de sensibilidade aplicam-se somente aos sistemas de penetrante Tipo I.

Como já referido por [13], uma junta soldada que

possui descontinuidades nem sempre é defeituosa. As propriedades (mecânicas, químicas etc.) da solda devem suportar a exigência da aplicação. Em geral, a comparação das descontinuidades observadas ou propriedades medidas com níveis estabelecidos em normas, especificações, projeto ou em contrato é que caracterizará uma junta como sendo defeituosa ou não. A verificação em testes de

qualificação ou em amostras retiradas de um lote da produção também pode ser um meio de determinar se as descontinuidades podem ser, ou não, aceitáveis. Dessa forma, uma junta soldada que apresenta descontinuidades ou propriedades que não atendem aos requisitos de um dado código precisa ser reparada ou substituída.

[4] exemplifica com o Código ASME Sec. VIII Div.1 Apêndice 8 (ou ASME Sec. VIII Div. 2 Art. 9-2 par. 9-230, Sec. I), com uma tradução livre, o critério de aceitação aplicável a soldas e componentes inspecionadas por líquidos penetrantes: Avaliação das indicações (uma indicação é uma evidência de uma imperfeição mecânica; somente indicações com dimensões maiores que 1/16 pol. (1,5 mm) deve ser considerada como relevante) – uma indicação linear é aquela tendo um comprimento maior que três vezes a largura; uma indicação arredondada é aquela na forma circular ou elíptica com comprimento igual ou menor que três vezes a largura; qualquer indicação questionável, ou duvidosa, deve ser inspecionada novamente para determinar se indicações relevantes estão, ou não, presentes. Critério de Aceitação – todas as superfícies devem estar livres de indicações relevantes lineares, indicações relevantes arredondadas maiores que 3/16 pol. (5,0 mm), quatro ou mais indicações relevantes arredondadas em linha separadas por 1/16 pol. (1,5 mm) ou menos (de borda a borda), uma indicação de uma imperfeição pode ser maior que a imperfeição, entretanto, o tamanho da indicação é a base para a avaliação da aceitação.

A Figura 3 representa as dimensões de uma indicação arredondada, de uma indicação linear e da distância entre indicações arredondadas em linha. A partir dos valores representados, tais indicações se tornam relevantes.

Figura 3: Dimensões de uma indicação arredondada, de uma

indicação linear e da distância entre indicações arredondadas em linha O aço SAE 1020 apresenta, entre várias características,

baixo custo e boa soldabilidade que, como define a American Welding Society (AWS), citado por [14], é “a capacidade de um material ser soldado nas condições de fabricação impostas por uma estrutura específica projetada de forma adequada e de se comportar adequadamente em serviço.” [14] continua que é um tipo de aço de baixo carbono, comumente usado em fabricação e construção.

O processo de soldagem com Eletrodos Revestidos, segundo [9], apesar de ser um processo que possui desvantagens como a baixa produtividade, a necessidade de cuidados especiais no tratamento e manuseio dos eletrodos revestidos e o grande volume de gases e fumos gerados durante a soldagem, ainda é muito empregado devido à sua grande versatilidade, ao baixo custo de operação, à simplicidade dos equipamentos necessários e à possibilidade de uso em locais de difícil acesso ou sujeitos a ventos.

O calor do arco elétrico, estabelecido entre a extremidade de um eletrodo metálico revestido e a peça a ser soldada, funde o metal de base, a alma do eletrodo e o



revestimento, o qual, ao se decompor, protege a poça de fusão e o metal de solda da atmosfera através da geração de gases e de uma camada de escória. Este revestimento também proporciona estabilidade ao arco e controla a forma do cordão de solda [9].

Ainda de acordo com [9], o eletrodo E6013 é do tipo rutílico - contém um grande percentual de dióxido de titânio (rutilo - TiO2) em seu revestimento, que possui, ainda, compostos de potássio suficientes para estabilizar o arco na soldagem com corrente alternada (CA). O arco possui baixa penetração, permitindo que metais de pequena espessura sejam soldados sem que a peça seja furada. [14] comenta que é um tipo de eletrodo que fornece resistência mecânica suficiente para a soldagem de aços de baixo carbono.

Como menciona [11], a soldagem TIG (Tungsten Inert Gas) ou Gas Tungsten Arc Welding (GTAW) é um processo de soldagem a arco elétrico onde a união de peças metálicas se dá pelo aquecimento e fusão destas através de um arco elétrico estabelecido entre um eletrodo não consumível de tungstênio e as peças a unir. Pode-se ou não utilizar metal de adição, e quando usado, é adicionado diretamente na poça de fusão. Neste processo, um gás soprado pelo bocal da tocha é um gás inerte que protege a poça de fusão e o arco contra a contaminação pela atmosfera.

[11] menciona também que se trata de um processo bastante adequado para a união de peças de pequena espessura e de materiais de baixa soldabilidade; soldas com boa aparência e acabamento, que exigem pouca limpeza após a operação, são produzidas; e não há grande geração de fumos e vapores, permitindo ótima visibilidade para o soldador. Entretanto, quando comparado à soldagem com Eletrodos Revestidos, o método TIG limita a sua aplicação a situações em que a qualidade da solda produzida seja mais importante que a produtividade ou o custo de operação, já que o custo dos equipamentos necessários e dos consumíveis usados são relativamente alto, e a produtividade do processo, baixa.

[6] comenta que o argônio e o hélio e as misturas entre estes, são os tipos mais comuns de gases utilizados em processos de soldagem. O argônio possui, normalmente, uma pureza de 99,95%, aceitável para a maioria dos metais. É mais utilizado que o hélio por possibilitar arco mais suave, penetração reduzida, ação de limpeza quando da soldagem de alumínio ou magnésio, baixo custo e alta disponibilidade, boa proteção com baixos fluxos, maior resistência a ventos cruzados, e melhor partida do arco. 3. Metodologia 3.1. Inspeção em soldagem

A inspeção ocorreu em todas as etapas do processo de soldagem. As juntas foram realizadas em amostras (do formato mostrado na fig. 4) de tubos de paredes finas (2,0 mm de espessura) de aço SAE 1020.

Figura 4: Corpo de prova utilizado nos processos de soldagem

especificados

As soldas avaliadas foram produzidas com Eletrodos Revestidos E6013 de 2,5 mm de diâmetro, sendo a corrente de trabalho do tipo alternada, em torno de 75 A; e pelo processo TIG pulsado, com metal de adição de aço de baixo teor de carbono de 2,5 mm de diâmetro, corrente de pico de 75 A e de base de 40 A, tempos de pico e de base de 0,5 s, velocidades de pico e de base de 2,0 m/min e vazão do gás (argônio) em torno de 6,0 L/min.

O acompanhamento anterior aos processos envolveu a análise do projeto, a aferição do armazenamento dos materiais, assim como dos equipamentos de soldagem e auxiliares.

Feito a análise do projeto, determinou-se os processos de soldagem a serem utilizados para comparação em função da adequação às necessidades; da disponibilidade de equipamentos; dos custos; e da aplicação do componente final, tomando como base os códigos e as normas aplicáveis, além da escolha do material de base e de adição, considerando requisitos de propriedades mecânicas e grau de soldabilidade.

A disponibilidade e condições dos equipamentos de soldagem e auxiliares adequados a ambos os processos, tais como: cabos de interligação, equipamento para limpeza da solda, garra para ligação à peça, porta-eletrodos, dispositivo para abertura do arco, fonte de gás protetor, mangueiras, tocha de soldagem e equipamento de proteção individual (EPI), foram verificados.

Durante a soldagem, definiram-se os parâmetros necessários a cada processo, acompanhou-se na preparação, montagem e ponteamento das juntas, e a execução da soldagem.

Os chanfros dos corpos de prova foram definidos e detalhados considerando as melhores condições para a execução da soldagem da estrutura do protótipo e fidelidade ao projeto final.

Na execução da soldagem, verificou-se se os consumíveis eram corretos, se os EPI’s eram utilizados, se as ferramentas eram adequadas, se os procedimentos de soldagem eram seguidos e se o ambiente era adequado para a prática da soldagem.

A última etapa de inspeção, após os processos, compreendeu a verificação da peça final com desenhos e especificações, verificação da limpeza após a soldagem (retirada da escória, no caso do processo com Eletrodos Revestido), inspeção não-destrutiva, e documentação das atividades de fabricação e inspeção.

Os ensaios não destrutivos visual e com líquidos penetrantes foram os utilizados nas juntas a ser qualificada, conforme especificações e procedimentos.

Fez-se o registro dos parâmetros utilizados e elaborou-se um documento de não-conformidade, no qual se observou as possibilidades que originaram as



descontinuidades ou defeitos detectados no processo de inspeção não destrutiva, bem como as formas de eliminação ou redução dos mesmos.

Para melhoria dos processos, o operador, ainda, foi orientado quanto aos defeitos e irregularidades identificados.

3.1.1. Visual

No ensaio visual, o primeiro ensaio não destrutivo

aplicado, fez-se uma observação minuciosa de toda a junta soldada. Espelho, lanterna LED e lupa foram materiais de auxílio para a visualização das descontinuidades superficiais.

A princípio, o cordão de solda passou por uma limpeza para a retirada de contaminantes.

Na maioria das vezes, era possível fazer a análise com um bom nível de iluminação proveniente da luz branca natural; outras vezes, a lanterna servia de auxílio para uma adequada iluminação, posicionada de modo a não ofuscar a vista do inspetor.

A lupa fornecia uma imagem virtual, aumentada, das descontinuidades, enquanto o espelho permitia a visualização de algumas que se encontravam em locais de difícil alcance para os olhos.

3.1.2. Líquidos penetrantes

Para a realização de ensaios não destrutivos com

líquidos penetrantes, utilizaram-se penetrantes do Tipo II – penetrante visível, Método A – penetrante lavável com água, e Forma d – revelador não-aquoso (de acordo com a ASTM 1417).

Realizado a leitura das instruções apresentadas nas embalagens do kit (fig. 5), composto por líquido removedor Metal-Chek E-59, líquido penetrante Metal-Chek VP-30 e revelador Metal-Chek D-70, e fazendo uso dos adequados EPI’s (óculos de proteção, máscara descartável filtradora, luvas de PVC, entre outros), deu-se início ao desenvolvimento das etapas do ensaio.

Figura 5: Kit de líquido penetrante utilizado nos ensaios não

destrutivos Para este ensaio, o cordão de solda também deve estar

limpo e seco; para isso, a superfície foi preparada/limpa utilizando-se escova manual e rotativa sobre a junta a ser analisada para a retirada de óxidos, que era o principal contaminante.

Em seguida, fez-se a aplicação do líquido removedor para remoção de qualquer resíduo proveniente da preparação da superfície e que poderia impedir a ação do penetrante em possíveis descontinuidades que se desejasse detectar. Aguardou-se uma média de cinco minutos para que o removedor evaporasse das descontinuidades.

De acordo com [4], é comum que a temperatura ótima de aplicação do penetrante seja de 20 °C e as superfícies

não devem estar abaixo de 5 °C. O Código ASME Sec.V Art.6 recomenda temperaturas padrão de 5 a 52 °C e o ASTM E-165, temperaturas de 10 a 38 °C para penetrantes fluorescentes e de 10 a 52 °C para penetrantes visíveis.

Como tratado em [15], a temperatura da peça, do líquido penetrante fluorescente e do ambiente devem estar na faixa de 4 a 49° C. Em se tratando de líquido penetrante visível, este, a peça e o ambiente, devem estar na faixa de 16 a 52° C.

A temperatura da superfície a ser ensaiada, do líquido penetrante e do ambiente estavam dentro de qualquer faixa de temperatura citada como adequada (aproximadamente entre 20 e 30° C).

O líquido penetrante visível foi, então, aplicado por meio de spray sobre a superfície de ensaio, de maneira que formasse um filme sobre a mesma e que por ação do fenômeno da capilaridade, penetrasse nas descontinuidades.

Para que a penetração nas descontinuidades se completasse, cinco minutos em média eram aguardados como tempo de penetração. Em [4], há tempos mínimos de penetração e revelação recomendados pelo ASME Sec. V Art. 6 - Tabela 672 e ASTM E-165, dependendo do material, de seus respectivos processos de fabricação e tipo de descontinuidade.

Concluído este tempo, a remoção do excesso de penetrante era realizada com jato d’água, de modo que a superfície de ensaio ficasse totalmente isenta do líquido, que deveria ficar retido somente nas descontinuidades.

Para a próxima etapa, a peça devia estar completamente limpa e seca. A secagem era efetuada com pano tipo flanela ou papel toalha. Como o penetrante utilizado era do Tipo II, o simples fato de não se constatar traços vermelhos na peça ou no pano utilizado, assegurava-se uma completa remoção.

Em seguida, aplicava-se uma camada fina e uniforme de revelador sobre a superfície por meio de spray e aguardava-se o tempo de revelação, tempo necessário para que o revelador absorvesse o penetrante das descontinuidades, revelando-as. Uma média de dez minutos era tempo suficiente para que as localizações das descontinuidades superficiais nas juntas soldadas analisadas fossem mostradas.

Junta produzida com Eletrodos Revestidos com a aplicação do líquido removedor, líquido penetrante e revelador pode ser visualizada nas figs. 6, 7 e 8, respectivamente.

Figura 6: Junta soldada (Eletrodos Revestidos) com aplicação do

líquido removedor


líquido penetrante




revelador, demonstrando locais de descontinuidades - pontos vermelhos

Outra junta produzida por este processo, com as mesmas etapas, é representada nas figs. 9, 10 e 11.

Figura 11: Junta soldada com aplicação do revelador, demonstrando

locais de descontinuidades - pontos vermelhos As Figuras 12, 13 e 14 apresentam uma junta

produzida pelo processo TIG com aplicação do líquido removedor, líquido penetrante e revelador, respectivamente.

Figura 14: Junta soldada (TIG) com aplicação do revelador,

demonstrando locais de descontinuidades - pontos vermelhos Também pelo método TIG, as figs. 15, 16 e 17

mostram as mesmas etapas em outra junta soldada.

Figura 17: Junta soldada (TIG) com aplicação do revelador,

demonstrando locais de descontinuidades - pontos vermelhos A etapa de inspeção foi realizada em ambiente com luz

comum, já que o líquido penetrante era do tipo visível. Identificaram-se os tipos de descontinuidades, indicadas por meio do contraste com o revelador, e enquadrou-as no critério de aceitação e rejeição, estabelecido pela equipe, baseado em informações da literatura.

Por fim, fez-se a remoção do revelador e penetrante da superfície e do penetrante do interior das descontinuidades com jatos de água e pano e papel.

As condições do ensaio, tipo e identificação da peça ensaiada, resultado da inspeção e condição de aprovação ou rejeição da peça foram registrados em relatório. 4. Resultados

As soldas produzidas com Eletrodos Revestidos apresentaram poros (rechupe de cratera/porosidade de cratera) e respingos em abundância. Já as produzidas pelo método TIG, apenas poros, e em menores quantidades.

Algumas não-conformidades com o processo de soldagem foram percebidas no decorrer do trabalho e relatadas como as principais causas práticas das descontinuidades observadas.


líquido removedor


líquido penetrante

Figura 12: Junta soldada (TIG) com aplicação do líquido

removedor


penetrante


removedor


penetrante



Entre as grandes irregularidades constatadas que levariam ao aparecimento de defeitos estruturais (poros) e respingos nas juntas produzidas com Eletrodos Revestidos, estavam o armazenamento de forma inadequada do material de solda e a agentes contaminantes nas juntas. Este último fator também propiciou o aparecimento de descontinuidades (poros) nas juntas produzidas pelo processo TIG.

Aberta as latas de armazenagem dos Eletrodos Revestidos, os mesmos deveriam ser alocados na estufa do Laboratório para evitar a umidade e, durante o processo de soldagem, colocados em uma estufa portátil e retirados para sua utilização. Porém, o material era apenas enrolado por papel e guardado em local comum. Além disso, pouco se preocupava com uma limpeza rigorosa antes dos processos de soldagem, e a presença de óxidos era evidente.

Para evitar defeitos dimensionais, como a distorção ou preparação incorreta da junta, procurou-se projetar de forma adequada os chanfros e planejar a sequência de deposição. Antes de criar todo o cordão de solda, ponteou-se e depois se fez a solda completa. 5. Considerações Finais

Além de serem simples e de baixo custo, para os

métodos não destrutivos visual e com líquidos penetrantes, não há limitação para o tamanho e forma das peças a ensaiar, e pouca restrição para o tipo de material a ser ensaiado, por isso a viabilidade da aplicação destes ensaios. Uma das limitações é a detecção de descontinuidades apenas superficiais, sendo necessária a utilização de outros métodos para a detecção de descontinuidades (defeitos) no interior da peça (junta soldada).

Pelos métodos não destrutivos aplicados, não foi encontrado nenhum defeito crítico nas juntas soldadas com Eletrodos Revestidos e por TIG. Descontinuidade como o poro, que possui característica tridimensional (volumétrica), não produz tanta amplificação da tensão imposta quanto uma de característica bidimensional (planar) - trinca, por exemplo.

Apesar do processo de soldagem TIG possuir grandes vantagens, tais como: aplicação à maioria dos metais e suas ligas numa ampla faixa de espessuras, produção de cordões de solda com boa aparência e acabamento, pouca exigência de limpeza após a operação, pouca geração de fumos e vapores, e permissão de ótima visibilidade para o soldador, para a aplicação no protótipo baja, a produtividade e o custo de operação são fatores mais importantes que a qualidade da solda produzida. Portanto, neste caso, a soldagem com Eletrodos Revestidos atende aos requisitos de construção. 6. Agradecimentos

FAPEMIG – Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de Minas Gerais;

Funarbe – Fundação Arthur Bernardes; CNPq – Conselho Nacional de Desenvolvimento

Científico e Tecnológico; DEP – Departamento de Engenharia de Produção e

Mecânica.

Referências [1] ABENDI, “Ensaios Não Destrutivos – END”. 20

Fev. 2011 <http://www.abende.org.br/info_end_oquesao.php?w=1440&h=900.>

[2] ABENDI, “Ensaio Visual”. 18 Março 2010 <http://www.abende.org.br/info_end_oquesao_ensaio.php?w=1440&h=900.>

[3] ABENDI, “Líquido Penetrante”. 18 Março 2010 <http://www.abende.org.br/info_end_oquesao_liquido.php?w=1440&h=900.>

[4] Andreucci, R., “Líquidos Penetrantes”, 2008. 17 Março 2010 <www.scribd.com/doc/35417934/Ensaio-por-Liquidos-Penetrantes.>

[5] Barra, S. R. e Pereira, A. S., “Descontinuidades em Soldagem”, 1999. 16 Março 2010 <http://www.scribd.com/doc/7925140/Descontinuidades-em-Soldagem.>

[6] Bracarense, A. Q., “Processo de Soldagem TIG – GTAW”, 2000. 28 de Maio de 2011 <http://www.infosolda.com.br/download/61dpb.pdf>

[7] Chiaverini, V., Tecnologia Mecânica, 2ª ed, Editora McGraw-Hill, São Paulo, Brasil, 1986.

[8] D’ Oliveira, A. L. R.; Costa, B. M. e Neto, R. H. C., “Relatório de Projeto – Veículo Tipo Fora-de-Estrada Mini Baja”, 2010.

[9] Fortes, C., “Eletrodos Revestidos OK”, 2005. 20 Fev. 2011 <http://www.esab.com.br/br/por/Instrucao/biblioteca/upload/1901097rev0_ApostilaEletrodosRevestidos.pdf.>

[10] Garcia, A.; Spim, J. A. e Santos, C. A., Ensaios dos Materiais, LTC Editora, São Paulo, Brasil, 2000.

[11] Marques, P. V.; Modenesi, P. J. e Bracarense, A. Q., Soldagem – Fundamentos e Tecnologia, 3ª ed, Editora UFMG, Belo Horizonte, Brasil, 2009.

[12] Metalchek do Brasil Indústria e Comércio Ltda. “Escolhendo o Processo Penetrante a Ser Utilizado”. 19 Março 2010 <http://www.metalchek.com.br/artigos_tecnicos/escolhendo.pdf.>

[13] Modenesi, P. J., “Descontinuidades e Inspeção em Juntas Soldadas”, 2001. 16 Março 2010 <http://www.demet.ufmg.br/grad/disciplinas/emt019/descontinuidades.pdf.>

[14] Modenesi, P. J., “Soldabilidade de Algumas Ligas Metálicas”, 2008. 21 Março 2010 <http://www.demet.ufmg.br/grad/disciplinas/emt019/metais_soldab.pdf.>

[15] Qualidade Aeronáutica, “Ensaio por Líquido Penetrante”. 17 Março 2010 <http://www.qualidadeaeronautica.com.br/princ.LP.htm.>

[16] Wainer, E.; Brandi, S. D. e Mello, F. D. H., Soldagem – Processos e Metalurgia, 6ª reimpressão, Editora Edgard Blücher LTDA, São Paulo, Brasil, 2008.


VARIAÇÃO DO CARREGAMENTO DE CARGAS APLICADAS PARA O ESTUDO DO ACÚMULO DE DANO EM AÇO - UMA NOVA METODOLOGIA DE CÁLCULO



VARIAÇÃO DO CARREGAMENTO DE CARGAS APLICADAS PARA O ESTUDO DO ACÚMULO DE DANO EM AÇO - UMA NOVA METODOLOGIA DE CÁLCULO

Carlos Alberto Carvalho Castro1*, Alexandre Queiroz Bracarense2*

1-Centro Federal de Educação Tecnológica de Minas Gerais – CEFET-MG, Av. dos Imigrantes, 1000 – Varginha- MG, Brasil, email: [email protected]

2-Universidade Federal de Minas Gerais, Av. Antônio Carlos, 6627 – Belo Horizonte, Brasil, email: [email protected]

Palavras chave: Acúmulo de Dano, Fadiga, Ensaio

Resumo

Quando um material é submetido à tensão cíclica, mesmo que esta tensão esteja abaixo do seu limite de ruptura, haverá um acúmulo de danos afetando a integridade física do componente. O acúmulo de danos conduz a formação de trincas que podem se propagar levando o material à fratura. Um processo acumulativo de dano pode produzir falha no material devido a carregamentos cíclicos gerando fadiga. Desde a década de 40, os trabalhos e teorias propostas estão se somando para um conhecimento melhor do problema. Nesse aspecto, são apresentadas algumas teorias referentes ao acúmulo de dano. Este trabalho propõe uma nova metodologia para o estudo do dano e para isso são realizadas comparações com outras teorias. Essa proposta surgiu após verificar que os estudos teóricos e verificações experimentais das teorias de acúmulo de dano de Palmgren-Miner, Corten-Dolan e de Marin, não consideram a história das tensões passadas, ou seja, de cada parcela aplicada. A proposta desta nova metodologia prevê que o dano total é obtido da soma de danos parciais Di de cada parcela das tensões aplicadas. Os testes foram realizados em uma máquina de fadiga flexo-rotativa.


Carlos Alberto Carvalho Castro, Alexandre Queiroz BracarensePrimeiro autor, Segundo autor, Terceiro autor, Quarto autor, Quinto autor, Sexto autor, Séptimo autor

1. Introdução Ao solicitar um componente a tensão cíclica, ocorre um fenômeno de acúmulo de danos que dependendo de sua intensidade pode prejudicar na integridade da peça. Este acúmulo de danos conduz ao desenvolvimento de trincas podendo ocorrer à fratura do material [1]. O trabalho pioneiro que introduziu o conceito de dano foi elaborado por Kachanov em 1958. Ele Procurou justificar a ruptura, precocemente observada de metais, em regime de deformação lenta, como conseqüência da existência de defeitos no material. Para consideração do dano, definiu uma variável escalar do material livre de defeitos, D=0. Enquanto, D=1 corresponde a um estado de completa perda de integridade da estrutura interna do material [2]. Nos últimos anos, os modelos de dano têm sido amplamente aceitos como alternativa para a simulação de comportamentos constitutivos dos materiais que apresentam perda de rigidez com a evolução da fissuração interna. Fisicamente, a degradação das propriedades mecânicas do material é resultado do surgimento e crescimento de micro defeitos, entre eles, micro poros, micro fissuras e cavidades. Esses fatores associados com tensões aplicadas cíclicas são favoráveis ao aumento do dano por fadiga [3]. A mecânica do dano fundamenta-se num modelo constitutivo para materiais com defeitos em sua microestrutura. A particularidade do formalismo está no conjunto de hipóteses admitidas: os processos irreversíveis possuem um número finito de variáveis internas, o estado em que encontra o meio e a resposta que possa apresentar quando solicitada. Dependem exclusivamente dos valores atuais das variáveis internas [4]. O modelo de dano supõe que o comportamento mecânico dos micro-poros e das micro-fissuras independem da orientação e dependem de uma variável escalar chamada variável de dano (ou de degradação), D. Assim, a variável de dano é dada pela equação 1:

AAD D

(1) Onde, AD são áreas com defeitos (fissuras) e A é a área total (nominal) da seção transversal, como apresentada na Figura 1.

Figura 1: Modelo de Dano

2. Teoria de Acúmulo de Danos Os processos acumulativos de dano podem produzir falhas no material devido a carregamentos cíclicos gerando fadiga [5]. Desde a década de 40, os trabalhos e teorias propostas estão agregando novos conceitos para um detalhamento melhor do problema. Nesse aspecto,

são apresentadas algumas teorias referentes ao acúmulo de dano. Os processos propostos por Palmgren-Miner admitem que o dano referente a cada solicitação possa ser quantificado em termos de quociente entre o número de ciclos, n, aplicados e o número de ciclos, N, necessários para causar a falha [6]. Em seguida, admite-se que a fratura por fadiga ocorra quando a soma dos quocientes dos danos relativos, a cada solicitação, seja igual à unidade, 1, conforme a equação 2.

1i

ii N

nD

(2) Onde, ni é o número de ciclos aplicados ao componente sob uma tensão i e

iN é o número de ciclos obtidos da curva S-N-P (tensão x número de ciclos x probabilidade). A Figura 2 ilustra esta situação sobre a curva S-N de um dado material. Nesse exemplo, supõe que já existiram as duas primeiras solicitações sem ocorrer ruptura. Ao aplicar a terceira solicitação, a ruptura ocorreria quando o número de ciclos satisfizesse a seguinte igualdade, conforme equação 3:

13

3

2

2

1

1 Nn

Nn

Nn

(3)

Figura 2. Teoria do Palmgre-Miner

As principais deficiências desta teoria são as independências do nível de tensão, da seqüência do carregamento e a desconsideração da interação dos danos [7]. Segundo a equação, verifica que não é relevante à ordem de aplicação dos ciclos de tensão, por exemplo, não seria importante aplicar o ciclo n3/N3, antes do ciclo n1/N1. No entanto, a experiência demonstra que a ordem de aplicação dos ciclos de tensões é de grande importância na resistência à fadiga. A aplicação de um ciclo de tensões com maior amplitude em primeiro lugar causa mais dano do que a aplicação inicial de um ciclo com menor amplitude de tensões [8]. Corten-Dolan desenvolveram uma teoria um pouco mais complexa em relação à teoria do dano proposta por Palmgren-Miner e incorpora seis hipóteses baseadas na nucleação da fadiga, no dano e na sua propagação [9]: - O período de nucleação (possivelmente um pequeno número de ciclos) é necessário para iniciar os danos em fadiga; - O número de núcleos de danos cresce com o aumento da tensão; - Os danos, para uma dada amplitude de tensão, aumentam com o crescimento do número de ciclos;


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- A taxa de danos por ciclos cresce com a tensão crescente; O dano total que leva o componente à falha é uma constante para todos os históricos que podem ser aplicados; - O dano continua a ser propagado em níveis de tensão menores que o mínimo de tensão necessário para iniciar os mesmos, conforme equação 4.

d

a

iaid

a

ad

a

a

Nn

Nn

Nn

Nn

D )()()()()()()(111

3

1

3

1

2

1

2

1

1

(4) Onde, n1 é o número de ciclos aplicados ao componente sob uma tensão σ1a, N1 é o número de ciclos obtidos da curva S-N-P para a maior amplitude de tensão, e assim sucessivamente. Tendo σ1a > σ2a > ... σna, sendo d uma constante do material, igual a 6,67 para o aço. A falha do componente ocorre quando D = 1. Essa teoria é baseada na modificação da curva S-N, que é simplesmente uma rotação no sentido horário da curva S-N original em torno de um ponto correspondente ao mais alto nível do histórico do carregamento, conforme apresentado na figura 3.

Figura 3. Curva S-N modificada por Corten-Dolan [3]

Mansur propôs uma nova metodologia, que considera a história das tensões passadas. Em seu trabalho descreve que o dano total é obtido pela soma de danos parciais Di. Cada parcela do dano Di é obtida pela relação entre o número de ciclos n1 sob uma tensão alternada aplicada σ1 e a vida esperada N1. A partir da segunda parcela, o número de ciclos é multiplicado pela média aritmética das tensões aplicadas. A sua descrição esta apresentada na equação 5 e 6.

...3211

DDDDiDn

i (5)

1 2 31 232

1 1

1 1 2 2 3 3

1 2 3 44

4 4

32

4

nnnDN N N

n

N

(6)

A proposta desta teoria é considerar a média aritmética das tensões atuantes na danificação dos materiais, provocada por fadiga. Nessa teoria, n1 é o número de ciclos que o corpo-de-prova foi submetido à tensão alternada σ1, N1 é o número de ciclos correspondente à vida do componente sob esta tensão, retirado das curvas S-N-P, e assim sucessivamente.

3. Metodologia Para o estudo do dano no material, foi necessário construir a curva S-N do aço A-36 utilizando uma máquina de fadiga flexo-rotativa, Foram aplicadas sete tensões distintas: 160, 176, 197, 217, 236, 258 e 278 MPa. Isto é necessário para conhecer o limite de fadiga do material. Em seguida serão construídas as curvas S-N-P do material A-36, utilizando as probabilidades de falhas de 1%, 50% e 99%. Utilizando estes valores será possível ter conhecimento geral do comportamento do aço para os cálculos para o do dano do material. Para os testes de acúmulo de dano, os números de ciclos aplicados corresponderão a 30% do previsto para o corpo-de-prova romper com uma determinada tensão, considerando uma probabilidade de falha de 1%, dentro da curva S-N-P do material A-36 em estudo. Neste caso serão construídas duas tabelas, uma com tensão crescente: 176, 197, 236 e 278 MPa e a outra com tensão decrescente 278, 236, 197, 176 MPa para verificar o número de ciclos correspondentes para danificar o material. Na última tensão aplicada o corpo-de-prova será levado até a sua ruptura, após passar pelas três tensões iniciais, sejam elas nos sentidos crescentes ou decrescentes nos corpos-de-prova (CP). Após conhecer estes valores serão estudadas todas as teorias descritas, bem como o desenvolvimento de uma nova metodologia do Dano Progressivo. 4. Resultados Com as tensões utilizadas na máquina de flexo-rotativa foi possível construir a curva S-N, conforme figura 4. Foi possível também utilizando modelos de regressão conhecer o limite de fadiga do aço A-36 que foi de 157 Mpa.

Figura 4. Construção da curva S-N do aço A-36

Na figura 5, utilizando os dados da curva S-N, foi possível construir as curvas S-N-P, com as probabilidades de falha de 1%, 50% e 99%.



Figura 5. Curvas S-N-P do aço A-36

Com a construção das curvas S-N-P foi possível conhecer os valores que os testes do acúmulo de dano. Os valores utilizados correspondem a 30% do valor previsto para a fratura do corpo-de-prova, sob uma determinada tensão aplicada, considerando uma probabilidade de falha de 1%. Os valores estão alocados nas tabelas 1 e 2, onde representa as tensões crescentes e decrescentes para o acúmulo de dano. Vale ressalta que os valores encontrados na última tensão aplicada correspondem a sua ruptura.

Tabela 1: Acúmulo de dano utilizando tensões crescentes.

Número de Ciclos para a Tensão aplicada CP

176 MPa 197 MPa 236 MPa 278 MPa

1 122735 67260 22009 28543

2 122733 67261 22014 35089

3 122733 67264 22012 98034

4 122738 67266 22008 68552

Tabela 2: Acúmulo de dano utilizando tensões decrescentes. Número de Ciclos para a Tensão aplicada

CP 278 MPa 236 MPa 197 MPa 176 MPa

1 6614 22012 67258 882087

2 6607 22020 67264 953921

3 6615 22016 67260 562056

4 6610 22010 67267 691525 Após conhecer estes valores foi possível estudar as teorias propostas de Palmgren-Miner, de Corten-Dolan, de Marin e das médias das tensões atuantes estudada por Mansur. Os resultados são apresentados nas figuras 6 a 9.

A figura 6 representa os resultados para o estudo do dano utilizando a teoria de Palmgren-Miner, em relação às probabilidades de falha (PF) de 1%, 50% e 99%.

Figura 6. Valores dos danos encontrados com a teoria de Palmgren-

Miner.

Na figura 7 são apresentados os valores encontrados dos danos quando se utiliza a teoria de Corten-Dolan, em relação às probabilidades de falha (PF) de 1%, 50% e 99%.

Figura 7. Valores dos danos encontrados com a teoria de Corten-Dolan

A figura 8 apresenta os valores dos danos quando se

utiliza a teoria de Marin, em relação às probabilidades de falha (PF) de 1%, 50% e 99%.

Figura 8. Valores dos danos encontrados com a teoria de Marin

A figura 9 apresenta os valores dos danos quando se utiliza a teoria de das médias das tensões atuantes proposta por Mansur, , em relação às probabilidades de falha (PF) de 1%, 50% e 99%.


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Figura 9. Valores dos danos encontrados com a teoria de Mansur

4.1. Nova Metodologia para cálculo denominado

Dano Progressivo do material Após estudos teóricos e verificações experimentais das teorias de acúmulo de dano de Palmgren-Miner, Corten-Dolan e de Marin, observou-se que nenhuma delas levava em consideração a história das tensões passadas, ou seja, de cada parcela aplicada. A metodologia proposta por Mansur, para se prever a vida de materiais submetidos à fadiga, considera o histórico do acúmulo do dano, a partir das tensões médias aplicadas para cada parcela, durante a vida do componente em estudo. A proposta desta nova metodologia prevê que o Dano total é obtido da soma de danos parciais Di de cada parcela das tensões aplicadas. Cada parcela do dano Di é obtida pela relação entre o número de ciclos Ni sob uma tensão alternada aplicada σi e a vida esperada Ni. A partir da segunda parcela, o número de ciclos é multiplicado pelo expoente das diferenças das tensões (atual e passada), dividida pela tensão atual e multiplicado pelos danos acumulados das parcelas anteriores e assim sucessivamente [10]. Na tentativa de propor um estudo que considere os históricos dos danos envolvidos em cada parcela, propõem o seguinte, de acordo com a equação 7.

1 0 2 11 2 1

1 2

1 2

3 2 4 33 1 2 4 1 2 3

3 4

3 4

11 2 3

( ) ( )

( ) ( )

( ) ...n nn n n n

n

n

n Exp n Exp DD

N N

n Exp D D n Exp D D D

N N

n Exp D D D

N

Nesta teoria, n1 é o número de ciclos que o corpo-de-prova submetido à tensão alternada σ1, N1 é o número de ciclos correspondente à vida do componente sob esta tensão, retirado das curvas S-N-P, e assim sucessivamente. A figura 10 apresenta os resultados do Dano Progressivo, realizados em corpos-de-prova submetidos ao ensaio de fadiga flexo-rotativa.

Figura 10. Valores encontrados com a teoria do Dano Progressivo

Nas figuras 11 a 13 apresentam-se todas as teorias discutidas com a finalidade de comparar os seus resultados, considerando as probabilidades de falha de 1%, 50% e 99%, respectivamente.

Figura 11. Comparação das teorias para uma probabilidade de falha de

1%.


50%.


99%. 5. Conclusões Ao construir o gráfico S-N e utilizar o modelo de regressão verificou que o limite de fadiga foi de 157 MPa.



Utilizando os dados da curva foi possível levantar a curva S-N-P para o estudo do dano considerando as probabilidades de falha de 1%, 50% e 99%. Verificou que utilizando os valores de tensões crescentes e decrescentes para o estudo do dano, existem diferenças que devem ser consideradas até a ruptura do material. Nota-se que os valores obtidos pelas teorias de Mansur, Palmgrem-Miner, Corten-Dolan, Marin e o estudo do Dano Progressivo, apresentam valores maiores que 1. Isso indica que os corpos-de-prova falharam com a probabilidade de 1% previstas nas curvas S-N-P. Para os valores encontrados com a probabilidade de 50% de falha, observa que as teorias de Mansur, Palmgren-Miner, Marin, Corten-Dolan e Dano Progressivo tiveram bons resultados. Nas teorias de Mansur e Marin os valores foram mais satisfatórios para ensaios com tensões crescentes. Com tensão decrescente, os valores obtidos pelas teorias de Palmgrem-Miner, Marin e Dano Progressivo foram mais próximos de 1. A teoria de Corten-Dolan obteve a maior oscilação entre os valores crescentes e decrescentes. Para os resultados obtidos com a probabilidade de falha de 99%, de acordo com a curva S-N-P, as teorias discutidas Mansur, Palmgren-Miner, Corten-Dolan, Marin e o estudo do Dano Progressivo forneceram valores inferiores a 1. Isto indica que não ocorreu a fratura nos corpos-de-prova submetidos à fadiga, o que não é verdadeiro, pois os mesmos sofreram fraturas. Neste caso já era esperado valores baixos, devido à probabilidade de falha utilizada. Em relação ao carregamento, constata que há uma pequena diferença em relação a sua aplicação, sejam eles crescentes ou decrescentes para as teorias de Mansur, Palmgren-Miner, Marin e Dano Progressivo. Para a teoria de Corten-Dolan, os valores obtidos foram mais dispersos, em relação às probabilidades de falhas de 1%, 50% e 99%, ou seja, foi mais sensível ao carregamento proposto. Com o exposto é possível utilizar a nova metodologia para o cálculo utilizando o Dano Progressivo, pois considera todas as tensões, bem como o dano acumulado em todos os carregamentos. Vale ressaltar em se tratando de vários carregamentos será uma ferramenta muito útil para o avaliação do dano. 6. Agradecimentos Ao Centro Federal de Educação Tecnológica de Minas Gerais – CEFET-MG. Ao Laboratório de Robótica, Soldagem e Simulação – LRSS – UFMG. Ao Centro de Desenvolvimento de Tecnologia Nuclear – CDTN. A Fundação de Amparo e Pesquisa de Minas Gerais - FAPEMIG Referências [1] Rocha, P. C. F., Estudo dos Efeitos no

Comportamento em Fadiga das Camadas de Níquel Eletrolítico, Processo Sulfamato, em Aços de Alta Resistência, Dissertação de Mestrado, USP-Guaratinguetá, pp.103, 2005.

[2] Proença, P. B., Introdução a Mecânica do Dano e Fraturamento: Elementos de Mecânica do Dano em Meios Contínuos, São Carlos, pp.1-19, 2000.

[3] Fatemi, A., Yang, L., Cumulative fatigue damage and life prediction theories: a survey of the state of the art for homogeneous materials, Int. J Fatigue Vol. 20. No. I, pp. Y-34, 1998.

[4] Gonçalves, R. Análise de Propagação de Fissuras Por Fadiga em Concreto Pelo MEF Mediante a Mecânica do Dano Contínuo, Dissertação de Mestrado, UFSCar, pp.116, 2003.

[5] Lennon, A. B.; Prendergast, P.J. Modelling Damage Growth And Failure in Elastic Materials with Random Defect Distributions, Mathematical Proceedings of the Royal Irish Academy, 104A (2), 155-171, 2004.

[6] Domingues, J. S. Orgãos de Máquina – Fadiga – ISEP (Instituto Superior de Engenharia do Porto), Portugal, pp. 1-25, 2003.

[7] Mansur, T. R. Avaliação e Desenvolvimento de Modelos de Determinação de acúmulo de Danos por Fadiga em um Aço Estrutural, Tese de Doutorado, UFMG, pp 185, 2003.

[8] Correia, V. F. Orgãos de Maquina –M27, Texto de Apoio, Escola Náutica Infante D. Henrique, pp73, 2000/2001.

[9] Farrar, C. R.; Duffey, T.; Cornwell, P. J.; Bement, M. T. A Review Of Methods For Developing Accelerated Testing Criteria, IMAC-99, Los Alamos National, 1999.

[10] Castro, A. C. C, Estudo do Comportamento à Fadiga de Metais Dentro e Fora da água na presença da Pressão Hidrostática, Tese de Doutorado, pp. 160, 2007.

[11] Castro, A. C. C., Bracarense A. Q., Comparative Verification of Fatigue in Steel Using Bending Tension Tests Carried Through Different Environments, WCE 2009(World Congress on Engineering – 2009), London, 2009, pp 1-6.


RIGIDEZ DE TRILHOS SOLDADOS POR CALDEAMENTOCIBIM 10, Oporto, Portugal, 2011 CIBEM 10, Porto, Portugal, 2011


RIGIDEZ DE TRILHOS SOLDADOS POR CALDEAMENTO

Vicente Gerlin Neto1*, Claudemir A. Briguente1*, Paulo A. Franzon Manoel1†, Ruis Camargo Tokimatsu2, Vicente Afonso Ventrella2†, Celso Riyoitsi Sokei2

1-Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”, Avenida Brasil Sul, 56, Ilha Solteira, São Paulo, Brasil, email: [email protected] Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”, Avenida Brasil Sul, 56, Ilha Solteira, São Paulo, Brasil, email: [email protected]

Palavras chave: Rigidez, Trilhos Ferroviários, Flexão, Caldeamento.

Resumo

A utilização de trilhos para transporte de cargas é utilizada pelo homem desde o século XVI na Inglaterra para a locomoção de carrinhos dentro de minas de carvão e minério. Os primeiros trilhos eram de madeira e pela umidade e sujeira presentes nas minas constantemente apodreciam, o que levou à substituição dos trilhos por trilhos feitos de ferro. Com a criação dos trilhos de ferro e com as novas tecnologias de obtenção de ligas ferrosas e a criação da máquina de vapor de James Watt surgiram as locomotivas a vapor, máquinas que se locomoviam em trilhos para transportar maior carga que os meios de locomoção animal. A utilização de trilhos de aço surge em meados do século XIX com a necessidade de se fabricar trilhos de melhor qualidade para a redução do elevado número de acidentes em ferrovias. Os trilhos de aço são utilizados até os dias de hoje em ferrovias no mundo e são uma essencial do transporte ferroviário. Os trilhos ferroviários são perfis laminados de aço com três regiões, a alma, parte delgada perpendicular no meio do trilho importante para a resistência à flexão, o boleto, parte superior de maior massa do trilho que suporta os esforços compressivos das rodas das locomotivas, e o patim, a base que serve de sustentação ao trilho. Os trilhos vêm em perfis laminados de 12 a 18m e para se uni-los em distâncias maiores (como os 9000km da ferrovia Transiberiana na Rússia) se utilizam juntas parafusadas ou junções por soldagem. As juntas soldadas são importantes pois permitem maior conforto de viagem e o transporte de maiores cargas, as soldas são realizadas por um processo chamado caldeamento, uma solda de topo que une dois trilhos em campo, o que facilita o processo contínuo de soldagem nas ferrovias. O processo de caldeamento modifica algumas propriedades mecânicas do material dos trilhos tais como a rigidez mecânica do trilho, fazendo com que o trilho soldado tenha maior rigidez do que o trilho sem solda. O objetivo deste trabalho é, por meio de ensaios de flexão em três pontos, se quantificar e entender a diferença de rigidez de trilhos soldados e não-soldados.


Vicente Gerlin Neto, Claudemir A. Briguente, Paulo A. Franzon Manoel, Ruis Camargo Tokimatsu, Vicente Afonso Ventrella, Celso Riyoitsi SokeiVicente Gerlin Neto, Claudemir A. Briguente, Paulo A. Franzon Manoel, Ruis Camargo Tokimatsu, Vicente Afonso Ventrella, Celso Riyoitsi Sokei

1. Introdução 1.1. Histórico Ferroviário

O transporte ferroviário tem relatos de iniciar por volta de 2600 anos atrás na Grécia onde carros puxados por tração humana ou animal se guiavam por sulcos nas estradas de calcário para que os carros não saíssem da rota desejada. A utilização de trilhos começou apenas no século XVI quando trilhos primitivos de madeira eram utilizados para a locomoção de carrinhos em minas de carvão na Alemanha, estes trilhos foram melhorados no século XVII com a adição de placas de ferro para a melhora da resistência e da vida útil dos trilhos. Até este momento a tração utilizada continuava sendo animal ou humana dentro de minas de carvão ou minério, apenas no fim do século XVII com a invenção da máquina a vapor de James Watt nasce a possibilidade da mudança de tração para uma locomotiva a vapor, o que fará com que as primeiras ferrovias sejam idealizadas. Com a criação da primeira locomotiva a vapor em 1804 por Richard Trevithick, mostrada na figura 1, a idéia de uma ferrovia para se levar maiores quantidades de carga do que a tração animal, nascendo assim as ferrovias para transporte de carga e passageiros.

Figura 1: Locomotiva a vapor de Trevithick.

Fonte: http://www.cottontimes.co.uk/

A partir do sucesso do transporte de cargas se iniciar na Inglaterra as ferrovias para transporte de passageiros se tornaram uma realidade com o surgimento das primeiras ferrovias intermunicipais na Inglaterra em 1830. A partir desde momento diversos países do mundo como EUA e Rússia partiram para a construção de ferrovias para melhorar os transportes de suas cargas e passageiros. No fim do século XIX por volta de 1870 a malha ferroviária européia já estava consolidada sendo praticamente a mesma até os dias atuais com um mapa mostrado na figura 2. A diferença está na velocidade dos trens e o volume de cargas, que aumentaram consideravelmente nestes anos.

Figura 2: Mapa Ferroviário Europeu.

Fonte: http://www.worldchanging.com/ Com o transporte ferroviário se mostrando muito

competitivo e confiável, hoje diversos países do mundo voltam a investir nas ferrovias, como o Brasil, o que leva a uma nova frente de estudos para melhorias das condições de ferrovias seja para conservação das mesmas ou para o conforto dos passageiros e maiores velocidades dos trens. 1.2. Via Contínua

O trilho é o elemento da chamada superestrutura

ferroviária (que engloba trilho, dormentes, lastro e sub-lastro) que recebe o contato dos elementos rodantes de uma locomotiva. [1] Os trilhos saem da fabricação com extensões variando de 12 a 18m e levados diretamente par a região de assentamento.

As primeiras ferrovias instaladas usavam talas para junção dos trilhos na extensão da ferrovia como mostrado na figura 3. O uso de talas de junção em ferrovias causa um problema de desconforto pelo impacto causado pela distância de dilatação de um trilho ao outro. Esse fato aliado à fraqueza e alto custo da manutenção destas junções levou a necessidade de se melhorar as condições de juntas ou a de eliminar a mesma.

Figura 3: Junção parafusada de trilhos.

Fonte: http://www.acm.jhu.edu/ No passado, os métodos de junção mais comuns eram

por juntas parafusadas, mas trilhos parafusados estão sujeitos a tipos particulares de falhas e os custos de manutenção são relativamente altos. [2]

Para que novas situações de velocidades e volumes de transporte e também de um maior conforto para os passageiros as ferrovias em via contínua ou ferrovias continuamente soldadas foram desenvolvidas. Estas vias consistem em se substituir as juntas por talas parafusadas


RIGIDEZ DE TRILHOS SOLDADOS POR CALDEAMENTOVicente Gerlin Neto, Claudemir A. Briguente, Paulo A. Franzon Manoel, Ruis Camargo Tokimatsu, Vicente Afonso Ventrella, Celso Riyoitsi Sokei

por juntas soldadas por aluminotermia ou por caldeamento, este segundo método sendo o mais utilizado atualmente.

1.3. Soldagem por Caldeamento

Atentando-se as dificuldades encontradas nas junções por talas ou parafusos, atualmente sempre que possível, trilhos são unidos por soldagem. Soldagem é geralmente um processo mais barato e produz junções superiores. Como a via é contínua na junção, os problemas de impactos e barulho e problemas relacionados a distância entre os trilhos são eliminados e os custos de manutenção reduzidos. O processo de caldeamento é um dos processos de soldas considerados resistentes. [2]

Figura 4: Soldagem por caldeamento de trilhos.

Fonte: http://www.hollandco.com/ O processo de soldagem por caldeamento ou

centelhamento é um processo em que duas peças de seção transversal semelhantes são unidas. A solda é realizada por toda a área da seção sem metal de adição. [3] Um esquema das etapas do processo de soldagem por caldeamento está na figura 5.

Figura 5: Soldagem por caldeamento. Fonte: http://www.mmborges.com

No caso de ferrovias, os trilhos que se desejam unir

são fixados na máquina de caldeamento mostrada na figura 5, a distância entre os trilhos deve ser pequena para a realização da solda. O segundo passo é o nivelamento dos trilhos para que no final a solda esteja nas condições desejadas. Após esta etapa de preparação da solda, uma diferença de potencial é induzida entre as duas pontas dos trilhos formando um arco elétrico entre as duas partes. Com a formação dos arcos e com uma das partes aquecida uniformemente se encontra com uma fina camada fundida os trilhos são pressionados um contra o outro.

Figura 5: Máquina de caldeamento de trilhos. Fonte: http://www.prumoengenharia.com.br

Após o pressionamento dos trilhos, uma região de

rebarbas é formada ao redor do trilho e o processo está terminado. Após o resfriamento da região soldada a rebarba é retirada e os trilhos soldados são esmerilhados para se chegar a superfície desejada. 1.4. Ensaios de Flexão

O ensaio de dobramento ou de flexão é um ensaio qualitativo simples e barato que pode ser usado para avaliar a ductilidade de um material. É freqüentemente usado para controle de qualidade de juntas com solda de topo. Tanto o equipamento como os corpos de prova são bastante simples, possibilitando a condução do teste no ambiente de fábrica. [4]

O ensaio consiste é realizado se colocando um corpo de prova apoiado nas duas extremidades da área de ensaio com uma distância L e com a carga aplicada no ponto central destes dois apoios. A figura 6 mostra um desenho esquemático do ensaio.

Figura 6: Ensaio de flexão de 3 pontos.

Fonte: http://www.cimm.com.br Geralmente os ensaios de flexão são realizados até a

ruptura do corpo de prova. Porém, em alguns casos também se utiliza apenas a medida de determinada flecha comparando as medidas com as cargas alcançadas.

No caso de trilhos ferroviários, os ensaios de flexão são para testar a conformidade dos trilhos é a de obtenção de uma flecha de pelo menos 9 mm após a realização do ensaio.[5]



2. Materiais e Métodos Os materiais utilizados para este trabalho foram trilhos ferroviários do tipo TR-57 com desenho e dimensões na figura 7 abaixo. Foram recebidos dois tipos de trilhos, sem solda e com solda, sendo que todas as soldas recebidas são do processo de caldeamento, e a figura 8 mostra como os trilhos foram recebidos em sua chegada.

Figura 7: Desenho do trilho com suas medidas.

Figura 8: Trilhos como recebidos.

Após o recebimento, os trilhos foram submetidos a

um processo de preparação com um esmerilhamento sendo realizado para retirar rebarbas da superfície do trilho. Após o esmerilhamento os trilhos foram enviados para a realização do ensaio de flexão de três pontos. Cada trilho possui 2000 mm de comprimento e no caso dos soldados a solda posicionada no ponto central do trilho. No ensaio foi utilizada uma máquina hidráulica universal de capacidade de 1 MN mostrada na figura X com a distância entre os roletes de apoio do ensaio sendo de 1000 mm.

Figura 9: Máquina de ensaio.

O objetivo do ensaio era encontrar a carga necessária

para a obtenção de uma flecha de 10 mm no ponto central de ensaio. Após ensaios preliminares, definiu-se a carga de 98.000 kgf como a carga média padrão para o fim do ensaio. Depois da realização dos ensaios os resultados apurados foram transformados em gráficos para melhor demonstração.

Para a realização do ensaio dos trilhos sem solda, a posição central do trilho era marcada e colocada logo abaixo do rolete central da máquina onde a carga seria aplicada. Para as medidas de deslocamento foram utilizados dois relógios comparadores da marca Mitutoyo de 30 mm e 50 mm com precisão de centésimos de milímetros. O relógio comparador de 30 mm foi posicionado ao centro do trilho, logo abaixo do rolete 2 e o relógio comparador de 50 mm foi posicionado em um dos roletes da extremidade, no rolete 3 como mostrado na figura 10.

Figura 10: Posição dos relógios comparadores.

Após o posicionamento dos trilhos e dos relógios

comparadores dava-se o início do ensaio com o rolete 2 encostando no trilho e começando a aplicar carga. A aplicação da carga era aumentada gradativamente, aumentando 500 kgf de 0 à 1.000 kgf, de 1.000 kgf de 1000 a 10.000 kgf, de 2.000 kgf de 10.000 a 20.000 kgf e por fim de 3.000 kgf de 20.000 a 98.000 kgf. Estes incrementos foram escolhidos de modo a obter mais de

Rolete 1

Rolete 2

Rolete 3


RIGIDEZ DE TRILHOS SOLDADOS POR CALDEAMENTOVicente Gerlin Neto, Claudemir A. Briguente, Paulo A. Franzon Manoel, Ruis Camargo Tokimatsu, Vicente Afonso Ventrella, Celso Riyoitsi Sokei

30 pontos para o levantamento gráfico dos resultados. Ao fim do ensaio 42 medidas de força e flecha eram obtidas.

No caso dos trilhos soldados o procedimento adotado era semelhante, se diferenciando apenas no posicionamento do trilho. O trilho era marcado na posição central da solda onde se queria a comparação com o trilho sem solda. A figura 11 mostra em detalhe a posição do trilho soldado.

Figura 11: Detalhe posição solda.

3. Resultados Os resultados obtidos dos trilhos sem solda foram colocados no gráfico da figura 12, onde se observa um comportamento muito semelhante entre os três trilhos ensaiados. Apenas uma variação de 1.500 kgf entre os valores finais de carga para a flecha de 10 mm obtidas foi encontrado.

Figura 12: Resultados flexão trilhos sem solda.

Após os ensaios com os trilhos sem solda os trilhos

soldados foram ensaiados. Dois trilhos foram ensaiados, o primeiro trilho teve o comportamento mostrado na figura 13, onde se observa uma diminuição da flecha obtida com a mesma carga aplicada aos trilhos sem solda de 10 mm para 8,5 mm. Esta diminuição da flecha começa a indicar um aumento da rigidez do trilho após a solda.

Figura 13: Resultados trilho soldado 1.

O segundo trilho soldado teve um comportamento

parecido, com a flecha sendo um pouco menor em relação ao primeiro trilho soldado como mostra o gráfico da figura 14. O valor de flecha obtido com uma carga de 98.000 kgf foi de 8,21 mm, bastante parecido com o valor de 8,5 mm obtido pelo trilho soldado 1.

Figura 14: Resultados trilho soldado 2.

Após a realização de todos os ensaios foi possível

observar uma boa repetibilidade nos ensaios tanto dos trilhos soldados quanto dos trilhos sem solda. A figura 15 mostra os gráficos dos trilhos soldados agrupados em uma única imagem e mostra a variação de flecha observada.

Figura 15: Gráficos trilhos soldados agrupados.

Os resultados obtidos foram muito semelhantes e a

figura 16 comparando os cinco gráficos obtidos demonstra exatamente o comportamento dos trilhos ensaiados.



Figura 16: Sobreposição dos 5 resultados.

4. Conclusão

Após a realização dos ensaios e análise dos resultados foi possível se observar e concluir três pontos. Primeiro que o processo de fabricação dos trilhos tem um bom controle com os 3 diferentes trilhos ensaiados apresentando comportamento muito semelhante.

O segundo ponto é o bom controle do processo de soldagem dos trilhos em campo com o comportamento da solda não tendo mudado muito nos dois diferentes trilhos ensaiados.

O último ponto é o aumento da rigidez dos trilhos quando comparados os trilhos com e sem solda, uma flecha 1,5 mm menor para os trilhos soldados. 5. Referências [1] BRINA, Helvécio Lapertosa. Estradas de Ferro.Rio

de Janeiro: Livros Técnicos e Científicos Editora S.a., 1979.

[2] MANSOURI, H.; MONSHI, A.. Microstructure and residual stress variations in weld zone of flash-butt welded railroads. Science And Technology Of Welding And Joining, S. L., v. 9, n. 3, p.237-245, jun. 2004.

[3] COMPANY, The H.w. Wilson. Microstructure and residual stress variations in weld zone of flash-butt welded railroads. Welding Journal, S. L., v. 12, n. 79, p.51-52, dez. 2000.

[4] MECÂNICA, Centro de Informação Metal. Ensaio de Dobramento: Medição, controle e ensaios. Disponível em: <http://www.cimm.com.br/portal/material_didatico/6588-ensaio-de-dobramento>. Acesso em: 19 maio 2011.

[5] Associación Latinoamericana de Ferrocarriles – Comissión de Normalización, Norma ALAF 5 – 032 Soldadura Aluminotérmica., Junho 2002, 12 p.


SISTEMA DE BAJO COSTE PARA LA VERIFICACIÓN AUTOMÁTICA DE PASO Y FORMA DE HÉLICESCIBIM 10, Oporto, Portugal, 2011 CIBEM 10, Porto, Portugal, 2011


SISTEMA DE BAJO COSTE PARA LA VERIFICACIÓN AUTOMÁTICA DE PASO Y FORMA DE HÉLICES

José Luis Aguirre Martínez, Gregorio Munuera Saura, Aniceto Valverde Martínez, Antonio Aguirre Cárcel

Dpto. de Ingeniería Mecánica, UPCT, C/ Dr. Fleming S/N, Cartagena, (Murcia), España; [email protected] [email protected]

Palavras chave: Hélices, Verificación, Equilibrado de paso y forma

Resumen

A la hora de realizar la verificación de una hélice, uno de los aspectos de mayor relevancia es la comprobación de su equilibrio en paso y en forma. Esta revisión de los perfiles de cada una de las palas de la hélice se realiza mediante máquinas específicas. Estos equipos miden de modo preciso la geometría de cada una de las palas para diferentes ángulos y radios. Generan como resultado una comparativa entre las medidas obtenidas en las diferentes palas. De esta forma se pueden observar las desviaciones existentes entre la geometría teórica de las palas y la que en realidad tiene cada una de ellas.Para la verificación de hélices marinas se suele aplicar la norma ISO 484 [1] o adaptaciones de la misma. En esta norma se indican las medidas que se han de tomar, el modo en que se deben hacer y las tolerancias máximas admisibles que puede tener una hélice, de acuerdo a las necesidades de cada embarcación. En función de la calidad que se debe conseguir se distinguen cuatro clases: S, I, II y III de las cuales la más precisa es la clase ISO S. En todas las máquinas encontradas en el mercado la medición se realiza de forma manual, utilizando para la obtención de la posición vertical del perfil un palpador que el operador debe ir moviendo con sumo cuidado sobre la superficie de la hélice. Esto hace que el proceso de verificación de la hélice sea lento y trabajoso.En este trabajo se han desarrollado todas las partes de un sistema que permite realizar la verificación automática de paso y forma de hélices de pequeño tamaño, ver figura 1. Como parte de los criterios de diseño se han incluido, además de la precisión, la autonomía y velocidad del sistema, el coste de la fabricación de la máquina. Para cumplir con estos criterios se han utilizado, entre otros, los siguientes elementos:• Perfiles de aluminio estándar para construir la estructura soporte.• Guía lineal de precisión motorizada para desplazar el sensor de medida.• Motor paso a paso para el movimiento de giro de la hélice.• Sistema láser para la medida de la posición vertical.• PC con puerto paralelo para el control del sistema• Programación en LabView®. Como resultado del desarrollo se ha obtenido un sistema que es capaz de medir de forma precisa y automática, el perfil de una hélice y realizar su verificación según la norma ISO 484. Todo ello con un coste de fabricación muy por debajo de los sistemas de medida que actualmente se comercializan.


José Luis Aguirre Martínez, Gregorio Munuera Saura, Aniceto Valverde Martínez, Antonio Aguirre CárcelJL Aguirre Martínez, G Munuera Saura, A Valverde Martínez, A Aguirre Cárcel

1. Introducción El equilibrio es un aspecto de crucial importancia cuando se fabrica o repara la hélice de propulsión de un vehículo marino. Los desequilibrios de una hélice van a producir entre otros efectos adversos: un aumento del ruido y por tanto de la contaminación acústica, una elevación en los niveles de vibración de toda la cadena de propulsión que acelerara la degradación de todos los elementos de la misma. En determinados casos el desequilibrio puede provocar un mal funcionamiento de la hélice que tiene como consecuencia la cavitación y la pérdida de rendimiento. De esta forma, una de las tareas con mayor trascendencia cuando se fabrica, repara o revisa una hélice es la de verificar su estado de desequilibrio y comprobar que se encuentran dentro de unos márgenes tolerables. En una hélice se pueden distinguir dos tipos fundamentales de desequilibrio:

Desequilibrio mecánico, debido a la aparición de fuerzas o momentos de inercia variables.

Desequilibrio en carga, debido a fuerzas o momentos exteriores que actúan de forma desequilibrada cuando la hélice entra en carga.

En este trabajo nos centramos en las causas que primordialmente ocasionan el desequilibrio en carga de una hélice marina. Las causas que, en la mayor parte de los casos, producen el desequilibrio en carga son las desviaciones que aparecen en el paso y la forma entre unas palas y otras. Estas diferencias ocasionan una distribución desigual de los esfuerzos de reacción en cada una de las palas cuando estas entran en carga e intentan empujar el agua. Para delimitar el alcance de este tipo de desequilibrio y poder corregirlo en caso necesario es preciso medir la geometría de la hélice y verificar que las desviaciones que existen entre palas se encuentran dentro de unas tolerancias marcadas como admisibles. Las normas ISO 484/1-1981 y ISO 484/2-1981 establecen las tolerancias que pueden existir en todas las dimensiones geométricas de las hélices y en su desequilibrio mecánico estático. La primera de ellas alude a hélices de diámetro mayor de 2.50 m, y la segunda a las que tienen diámetros entre 0.80 y 2.50 m ambos inclusive. La norma establece cuatro clases en función de la precisión exigida: S, I, II y III. Las más precisas son las de clase ISO S. Esta norma contempla todas las dimensiones de la hélice como son: Paso, Diámetro, Anchos, Lanzamientos, Espesores y Separación entre aspas. La norma pide que sean revisadas las dimensiones a ciertos radios, esto de acuerdo al tipo de hélice que se va a verificar. En la tabla 1 se muestran los radios mínimos a los que se debe verificar la geometría de la hélice según la clase a la que pertenezca. Los valores perteneces a la norma ISO 484/2-1981. Estas normas ISO pueden consultarse en [1].

Tabla 1: Radios de comprobación para la norma ISO 484/2-1981 Clase Radios de comprobación S y I Junto a la maza 0.4R, 0.5R, 0.6R, 0.7R, 0.8R, 0.9R, 0.95R

II Cercano a la maza 0.5R, 0.7R y 0.9R III Cercano a la maza 0.5R, 0.7R y 0.9R

Estas normativas marcan que la exactitud permisible del equipo de medición no debe ser mayor a la mitad de las tolerancias sobre las dimensiones o cantidades a ser medidas. En el caso de medidas geométricas, la exactitud debe ser como mínimo de 0.5 mm para hélices de diámetro mayor a 2.5 m y de 0.25 mm para hélices de diámetro entre 0.80 y 2.5 m.

2. Máquinas actualmente utilizadas para la verificación del desequilibrio de paso y forma de hélices marinas En la figura 2 se pueden observar dos de los sistemas más sencillos para la medida de la geometría de hélices.

El sistema de la izquierda funciona acoplando la hélice al eje central y con una barra de metal calibrada se mide manualmente la distancia vertical a las aspas en distintos radios. El equipo de la derecha mide, no solo la distancia, sino también la pendiente en diferentes posiciones de cada pala. Anotando las medidas realizas en cada una de las aspas se hace un análisis de los resultados obtenidos y se comprueba el estado de la hélice. El sistema de verificación que con mayor frecuencia se encuentra en la industria naval consta de un eje en el que va acoplada la hélice. Este eje se hace girar para posicionar la hélice en el punto que deseamos medir y mediante un palpador se van obteniendo manualmente datos de la distancia vertical. Introduciendo los valores de las medidas en un PC se obtiene la forma de cada aspa y las desviaciones que existen entre ellas. Ejemplo de este tipo de máquinas son las que se muestran en la figura 3.

Los sistemas más completos para la verificación del paso y la forma de hélices marinas que se han encontrado en el mercado son máquinas en las que un operador controla mediante un PC el giro de la hélice y el radio en el que se desea realizar las medidas. Después, manualmente, hace contactar un palpador con la superficie del aspa en esa posición. El PC detecta el contacto y captura los datos de

Figura 3. Diferentes sistemas de medida con palpador y posicionamiento

controlado manualmente

Figura 2. Herramientas sencillas para la medida del perfil de una hélice.


SISTEMA DE BAJO COSTE PARA LA VERIFICACIÓN AUTOMÁTICA DE PASO Y FORMA DE HÉLICESJL Aguirre Martínez, G Munuera Saura, A Valverde Martínez, A Aguirre Cárcel

posición angular, radial y altura. Una vez tomadas todas las lecturas presenta los resultados de desviaciones entre palas. En la figura 4 se presentan dos de estos sistemas.

Las herramientas software utilizadas en este tipo de verificaciones, presentan fundamentalmente dos clases de información [3]:

Para cada uno de los radios medidos, el paso teórico y las tolerancias máximas admisibles según la norma para cada pala, figura 5.a).

El paso medio de cada una de las palas en cada uno de los radios medidos, su comparación con los valores de diseño y los márgenes de tolerancia, figura 5.b).

Del estudio realizado sobre los actuales sistemas de verificación del desequilibrio de paso y forma de hélices marinas se concluye que son equipos que realizan la medición de forma manual utilizando, para la obtención de la posición vertical del perfil, un palpador que el operario debe ir moviendo con sumo cuidado sobre la superficie de la hélice. Esto hace que el proceso de equilibrado sea lento y trabajoso. Además, es muy difícil encontrar en nuestro país un suministrador para estos

sistemas y los precios son muy elevados incluso para los sistemas más sencillos. Por poner un ejemplo, el que aparece en la figura 2 a la derecha, tiene un precio según fabricante de unos 2000 €. En definitiva, los sistemas que existen actualmente para la comprobación en paso y forma de hélices marinas son pesados, caros y además deben ser importados desde el extranjero. El desarrollo de un sistema automático, versátil, preciso y efectivo capaz de comprobar el perfil de una hélice y realizar su verificación según la normativa podría ser muy positivo para este sector en particular 3. Objetivos El objetivo será el desarrollo de un sistema para la verificación de paso y forma de hélices de pequeño tamaño que mejore, si es posible, los equipos que se comercializan en la actualidad. Revisadas las máquinas que existen en la actualidad para la verificación del paso y forma de hélices se han observado ciertos puntos en los que es posible mejorar los diseños existentes. Cuatro son los aspectos esenciales en los que se intenta avanzar con el desarrollo realizado:

Hacer que el sistema trabaje de forma automática.

Aumentar la velocidad de los ensayos de verificación.

Utilizar sensores de medida no invasivos y con precisiones iguales o superiores a los actuales.

Disminuir el precio de la máquina. De este modo se señalan como objetivo fundamental de este trabajo: el diseño y construcción de un sistema completo de medida que permita verificar de manera automática el paso y la forma de hélices de pequeño tamaño según la norma ISO 484. 4. Descripción de la máquina desarrollada El equipo desarrollado se muestra en la figura 6. Éste consta de cinco subsistemas:

1. Estructura soporte. 2. Guía lineal motorizada. 3. Subsistema de fijación y giro de la hélice. 4. Sensor láser. 5. Cuadro de control y potencia. 6. Herramienta software instalada en un PC que

permite el gobierno del resto del sistema, el procesamiento de toda la información y la interfaz con el usuario.

Figura 6. Máquina desarrollada

a)

b)

Figura 5. Resultados de una herramienta software comercial

Figura 4. Sistemas de medida con palpador y posicionamiento servo-

controlado



A continuación se describen brevemente de cada uno de estos subsistemas y la función que desempeñan dentro del equipo. 4.1. Estructura soporte Sobre esta estructura se apoyan el resto de los elementos de la máquina. Es la que da estabilidad, une y da consistencia a todo el sistema mecánico. En la figura 7 se observan sus diferentes partes.

Se puede observar que esta estructura se ha diseñado con perfiles estándares de aluminio de 40x40 y de 40x80. Para las uniones se han usado escuadras y elementos roscados. Se han utilizado este tipo de piezas porque proporcionan las siguientes ventajas:

Permite tener una apreciable flexibilidad en el diseño, es posible variar determinadas dimensiones según conveniencia, sin tener que sustituir o volver a mecanizar ninguna pieza.

El montaje resulta rápido y sencillo. El coste es bajo. La rigidez del sistema es la suficiente para

aguantar los esfuerzos que se van a producir en esta aplicación (tanto las cargas estáticas como las dinámicas son pequeñas, ya que los movimientos se realizan a baja velocidad y con aceleraciones muy pequeñas.

El peso de la estructura se reduce. Lo que permite que la máquina sea fácilmente transportable y no necesite ser colocada sobre una bancada especial.

4.2. Guía lineal motorizada La función de este elemento consiste en mover radialmente, de forma precisa y controlada, el sensor láser respecto del eje de giro de la hélice. De este modo se toman medidas de la forma y paso a diferentes radios. Para mover el láser y tener controlada su posición sin necesidad de ningún otro dispositivo la guía lineal va provista de un motor paso a paso. En la figura 8 se muestra un detalle de la guía lineal utilizada.

El recorrido útil de este elemento es el que fundamentalmente nos limita las dimensiones de las hélices que van a poder ser medidas en la máquina. En el caso del equipo construido la longitud de la guía es de 490 mm y dispone de un recorrido útil de 340 mm. La precisión de movimiento es muy elevada ya que el paso del husillo interior es de 2.5 mm por vuelta. Como el motor paso a paso seleccionado es de 200 pasos por vuelta. Esto quiere decir que se pueden tener resoluciones de 6.25 m trabajando a medio paso y de 12.5 m en paso completo. El par de retención del motor es de 68 mNm. Tanto el par de retención como la resolución sobrepasan ampliamente los requerimientos exigidos para el correcto funcionamiento de la máquina. Para referenciar la posición del carro respecto a la guía, se marca uno de los extremos como origen de coordenadas. De esta forma siempre que se pierda la posición en la que se encuentra el carro, se puede volver a dicho extremo, volviendo al punto de origen. Para que este proceso de orientación pueda realizarse de forma automática la guía va provista de un final de carrera en cada uno de sus extremos. 4.3. Sistema de fijación y giro de la hélice Este sistema es el encargado de fijar la hélice en la máquina y hacerla girar de forma controlada. En la figura 8 se muestran sus principales componentes:

1. Motor de giro. 2. Rodamiento soporte. 3. Cono inferior de sujeción y transmisión de

movimiento. 4. Cono superior de sujeción. 5. Eje de adaptación. 6. Elemento soporte de fijación superior.

Figura 8. Sistema de fijación y giro de la hélice

Figura 8. Guía lineal motorizada

Figura 7. Estructura soporte



La sujeción con los conos inferior (3) y superior (4) permite que la adaptación de hélices de diferente tamaño se pueda realizar fácil y rápidamente. Para ello el eje superior (5) puede deslizar en sentido vertical sobre el elemento soporte (6) y así poder introducir la hélice entre los conos que posteriormente se adaptarán sobre la maza de la hélice. Una vez encajada, el eje de adaptación (5) es anclado mediante la pieza (6) a la guía lineal. Observar la figura 9. De esta forma la máquina queda configurada como una estructura cerrada de cuatro lados. El eje de adaptación (5) se encuentra perforado y en su interior se encuentra un eje de menor diámetro que puede girar libremente respecto del exterior. El eje interior es el que se encuentra unido al cono superior mientras que el cilindro exterior es el que se fija a la guía lineal y permanece estático.

El peso de la hélice recae sobre el cono inferior (3) que a su vez se encuentra apoyado en el rodamiento (2) que es un rodamiento de bolas “Y” con soporte de brida ovalado (ref. FYTB 12 TF). Este rodamiento tiene una capacidad de carga estática de 4.75 kN y dinámica de 9.55 kN. Valores muy superiores a los mínimos necesarios para la aplicación desarrollada. Para hacer girar la hélice se utiliza un motor paso a paso (1) que se encuentra instalado en el interior de un compartimento que forma la estructura soporte. En la imagen izquierda de la figura 8 se observa el exterior del compartimento cuyas paredes son perfiles de aluminio, siendo la tapa una chapa de acero de 3 mm. En la imagen derecha de la misma figura 8 se puede ver el interior del cajón en el que se encuentra el motor para el movimiento de giro de la hélice. El motor transmite el movimiento a la hélice mediante un acoplamiento rígido al cono inferior sobre el que se apoya la hélice. Para realizar este movimiento se ha elegido un motor paso a paso de 400 pasos por vuelta lo que permite tener resoluciones angulares de 0.45º utilizando un controlador de medio paso. Esta resolución angular cumple con los requerimientos exigidos en la norma ISO 484 que obliga a tener equipos de medida que como mínimo tengan precisiones de 0.5º. La ventaja principal de utilizar un motor paso a paso reside en que la posición angular queda directamente controlada con la señal de movimiento del motor. Ahora bien, es de máxima importancia que el motor no se salte ningún paso ya que, en ese caso, se estaría cometiendo un

error importante y no corregible en la medida puesto que el sistema supondría que la hélice se encuentra en una posición angular diferente a la que realmente estaría. Para evitar que el motor se salte pasos se ha elegido un motor con un par de 1.89 Nm y además se ha diseñado el sistema de control para que las aceleraciones angulares de arranque y parada no superen unos valores máximos en función de la inercia de la hélice. De esta forma la aceleración máxima (αm) debe ser:

𝛼� < M�I�

Siendo Mm el par del motor e Ih el momento de inercia de la hélice. La variación de frecuencia (f), en Hz, de la señal de pulsos de alimentación del motor deberá ser:

𝑑𝑓𝑑𝑡 <

P ∙ M�2π ∙ I�

Donde P es el número de pasos del motor, en este caso, al trabajar con medios pasos sería 800. 4.4. Sensor láser Este elemento mide la distancia que existe entre un punto de la superficie de la hélice y un plano horizontal. La posición en el plano horizontal del punto viene definido por la posición dada al carro de la guía lineal y a la hélice por medio de su sistema de movimiento, y por tanto, el sensor láser nos proporciona la posición vertical de ese punto de la superficie de la hélice. La utilización de un sensor de medida de distancia de tipo láser tiene un gran número de ventajas respecto del uso de un palpador, las principales son:

Permite efectuar las medidas sin contacto físico con el aspa. Medida no invasiva.

No se produce desgaste de ningún elemento. No necesita ningún tipo de movimiento en su

dirección de medida. Capacidad de tomar gran cantidad de medidas

casi instantáneamente. Tamaño reducido. Precisiones de medida iguales o superiores a las

de un palpador. Estas ventajas lo hacen ideal aplicaciones en las que se quieran hacer medidas precisas de forma automática, tal y como se requiere en la herramienta desarrollada. El sensor láser utilizado en el sistema construido es un modelo de bajo coste basado en la triangulación óptica. En concreto se ha usado el modelo OptoNCDT 1402-200 de la marca Micro-Epsilon que ofrece unas prestaciones muy buenas para su precio. En la figura 9 se muestra la imagen del sensor y en la tabla 2 se presentan sus principales características. Este transductor tiene además diferentes configuraciones de medida de forma que puede adaptarse a las diferentes posibilidades de medida que pueden llegar a presentarse (medidas más rápidas pero con peor resolución, rango de medida más pequeños con resoluciones más elevadas, etc…). Además, tiene la ventaja de poder configurarlo y tomar las medidas de forma digital utilizando el protocolo de comunicaciones RS422. De este modo la medida y control del sensor se ha podido realiza directamente con

Figura 9. Fijación de la hélice



un PC con puerto USB y en el que se ha adaptado un convertidor RS422-USB.

Tabla 2: Características principales del sensor láser utilizado Propiedad Valor

Rango de medida (mm) 60-260 Linealidad (%) < 0.18 FSO Resolución máxima (m) 13 Resolución dinámica a 1.5 kHz (m) 100 Diámetro del haz (m) 2300

4.5. Cuadro de control y potencia Este cuadro está contiene en su interior cinco elementos fundamentales, ver figura 10.

Los componentes son los siguientes:

Dos fuentes de alimentación de c.c., una de ellas de 24 V que se encarga de alimentar al láser y a los finales de carrera de la guía lineal. La otra es regulable (se ha ajustado a 48 V) y que sirve para suministrar energía a las tarjetas controladoras de los motores paso a paso.

Dos tarjetas controladoras de motores paso a paso que se encargan de generar una secuencia de pulsos adecuada en las bobinas del motor de la guía lineal y del motor de giro de hélice para que estos se muevan en el sentido y a la velocidad deseada. El diseño de estas placas se ha obtenido de [2]. Estas tarjetas son a su vez controladas mediante señales digitales TTL generadas por el puerto paralelo del PC.

Una placa de conexiones a través de la que se interconectan unos dispositivos con otros. Este es el elemento en el que se centralizan todas las entradas y salidas del sistema. En la figura 11 se muestra la tarjeta de conexiones (imagen inferior) y los terminales conectados a ella vistos desde el exterior del cuadro (imagen superior).

4.6. Herramienta software Esta parte es el cerebro de todo el sistema. Sus funciones principales son:

Envía instrucciones a las tarjetas controladoras de los motores paso a paso para definirles los movimientos que se han de realizar en cada momento. Capta el estado de los finales de carrera de la guía lineal. Estas funciones las realiza mediante el control del puerto paralelo del PC.

Se comunica con el sensor láser mediante el puerto USB. Lo configura para realizar las medidas de la forma más conveniente y recibe de él los datos de distancia vertical.

Interfaz de usuario. Permite que la definición del trabajo y la presentación de los resultados se haga de una forma amigable. Por ejemplo, el operador puede elegir entre medir la hélice según marca la normativa ISO 484, en sus diferentes posibilidades, o puede definir él mismo las posiciones en las que desea medir, bien haciendo un mallado regular, configurando directamente las posiciones o cargándolas de un fichero de texto. En la figura 12 se muestra la ventana de configuración de posiciones de medida.

Una vez configurado el trabajo por el usuario, y dada la instrucción para comenzar a medir, se encarga de realizar todas las tareas para que el sistema se mueva y mida automáticamente sin intervención de ningún operador. La secuencia implementada para realizar las medidas comienza moviendo la máquina primero radialmente y después angularmente. A continuación se espera unos instantes hasta que el movimiento y las vibraciones como consecuencia de éste desaparezcan y se procede a tomar la medida. Este proceso se repite para todas las posiciones. Para que el motor de giro de la hélice no pueda saltarse ningún paso y al mismo tiempo se llegue

Figura 11. Imagen superior: vista exterior del cuadro por donde entran los terminales de los diferentes dispositivos electrónicos del sistema a la

tarjeta de conexiones. Imagen inferior: vista de la tarjeta de conexiones en el interior del cuadro.

Figura 10. Interior del cuadro de control y potencia

Figura 9. Imagen del sensor láser



lo antes posible a cada una de las posiciones, tanto el arranque como la parada se realizan con rampas de aceleración suave. De esta forma el motor puede vencer en todo momento el par de inercia aunque el momento de inercia de la hélice sea elevado.

Cuando termina de medir, realiza los tratamientos necesarios para presentar los resultados. Éstos pueden ser visualizados o guardados por el usuario. En la figura 13 se muestra la ventana de selección de resultados en los que se incluyen resultados para la supervisión según la ISO 484: ‘PASO MEDIO’, ‘PASO LOCAL’, ‘ANCHURA DE ASPA’, etc… y otros de mayor nivel de detalle, tal como el perfil de las aspas para cada radio, ‘PERFILES DE ASPAS’, o la representación tridimensional de las palas de la hélice, ‘3D’. En los resultados obtenidos según la aplicación de la norma siempre se presentan las tolerancias admisibles según la calidad de diseño que se ha seleccionado.

La consola principal de la herramienta se muestra en la figura 14. Se observa la simplicidad con la que se ha diseñado la aplicación. Con la intención de que su empleo sea sencillo e intuitivo, incluso para un usuario sin experiencia en su manejo.

Para la programación se ha utilizado LabView® 8.9. Esta herramienta software es de alto nivel y está orientada especialmente para el desarrollo de instrumentos virtuales. Características propias tales como: la programación gráfica, la organización modular, el gran número de funciones para tratamiento de señales, etc…, han permitido realizar un programa con unas buenas prestaciones sin tener que usar una cantidad muy elevada de esfuerzo de programación.

5. Resultados Para depurar el diseño del sistema y comprobar su eficacia se han realizado ensayos de medida con una hélice de barco de recreo. En la figura 15 se observa la hélice instalada en la máquina desarrollada y preparada para medir. Las características de la hélice se muestran en la tabla 3.

Tabla 3: Características principales de la hélice utilizada en los ensayos Característica Valor

Nº de palas 3 Diámetro (mm) 500 Diámetro de maza (mm) 55 Altura de maza (mm) 100

Algunos de los resultados que se obtienen con la herramienta diseñada se pueden ver en las siguientes figuras:

En la figura 16 se muestra gráficamente los pasos medios (barras amarillas) de las tres palas para el radio 0.5R, siendo R el radio máximo de la hélice.

Figura 15. Equipo completo con la hélice utilizada en los ensayos

Figura 14. Ventana principal de ejecución

Figura 13. Ventana de selección de resultados

Figura 12. Ventana de configuración de posiciones de medida



Se representan también los límites de tolerancia superior e inferior mediante líneas discontinuas. Las tolerancias se han marcado siguiendo la norma ISO 484-2 con una calidad S (la de mayor exigencia).

En la figura 17 se representa los valores de paso local de las tres palas, junto a sus tolerancias (líneas roja y verde) para el radio 0.5R.

En la figura 18 aparecen una parte de los perfiles que siguen las palas para un radio de 0.8R.

En la figura 19 se muestra la representación tridimensional de las medidas tomadas y por lo tanto se reproducen las superficies de las palas de la hélice. Para poder realizar estos perfiles con cierta calidad es necesario realizar un mallado polar con gran número de medidas. No sirve solo con seguir las pautas marcadas por la norma.

En cuanto a los resultados de funcionamiento de la máquina se puede decir que han sido satisfactorios. El sistema se configura de forma sencilla y mide automáticamente los parámetros necesarios para aplicar la norma ISO 484 con la precisión adecuada. Si bien se han encontrado algunos puntos de mejora importante. El primer punto a mejorar es la velocidad de medida. Esto se debe a la necesidad de tener que esperar un periodo de

tiempo, no pequeño, desde que se alcanza la posición de medida hasta que se toma la muestra de distancia.

Este retraso en el tiempo de medida es consecuencia de la unión de varios factores:

El acoplamiento entre el motor de giro y la hélice tiene una rigidez torsional pequeña.

La inercia que tienen las hélices es elevada. Los motores seleccionados (paso a paso) realizan

el movimiento de forma pulsatoria. De esta forma, el motor produce un par en forma de escalón que crea no solo el movimiento de giro deseado, sino que también produce una excitación que hace que, el sistema compuesto por el acoplamiento y la hélice, vibre torsionalmente a su frecuencia natural. Debido a la baja rigidez y amortiguamiento del acoplamiento y a la elevada inercia de la hélice, el primer modo de vibración de ese sistema tiene una frecuencia baja (3 Hz aprox.) y un tiempo de amortiguamiento de algo más de un segundo. Por lo tanto, para tomar una medida con la suficiente precisión angular es necesario, después de alcanzar la posición, esperar como mínimo más de un segundo para poder tomar el dato de distancia. El segundo aspecto de mejora se encuentra en el sistema de fijación de la hélice, que aunque cumple con los mínimos requerimientos exigibles, sería conveniente que proporcionase mayor sujeción, ya que en el caso de introducir una hélice con un desequilibrio mecánico importante, o querer realizar el movimiento de giro a gran velocidad, la hélice podría deslizar e incluso desprenderse de los apoyos. Por último se ha observado que al hacer girar la hélice a una elevada velocidad (velocidades por encima de 60 rpm) aparecen vibraciones importantes en la guía lineal como consecuencia de la torsión del mástil de aluminio que lo soporta. Este problema se podría corregir parcialmente al mejorar el sistema de fijación de la hélice. Si lo que se pretende es eliminarlo, habría que hacer algunos cambios de diseño en la estructura soporte para que ésta fuese más rígida. 6. Conclusiones Se ha diseñado y construido una máquina que es capaz de medir de forma automática la geometría de una hélice y verificar su paso y su forma. El coste tanto económico como en tiempo ha sido relativamente bajo ya que se han

Figura 19. Representación tridimensional de las medidas tomadas

Figura 18. Detalle de parte del perfil de las palas para un radio de 0.8R

Figura 17. Paso local para el radio 0.5R

Figura 16. Medidas del paso medio de las palas en el radio 0.5R



utilizado para su desarrollo mayormente elementos y herramientas comerciales de uso general. Aunque el sistema permite realizar la verificación de forma satisfactoria, se han apreciado durante los ensayos algunos aspectos en los que es posible mejorar. La mayoría de estos aspectos van encaminados a permitir una mayor velocidad en la toma de medidas. Referencias [1] International Standard ISO 484-1981, "Shipbuilding-

Ship screw propeller- Manufacturing tolerances", International Organization for Standardization, 1981.

[2] K.S.M. Walraven, "Stepper motor control", Elektor Electronics, 12/99, 1999.

[3] Propeller Dynamics Pty. Ltd., “The Prop Scan® reporting systems”, www.props.com, 2011.


MÉTODO EXPERIMENTAL PARA VERIFICAR A INTEGRIDADE ESTRUTURAL DA CAMADA POLIMÉRICA EXTERNA DE CABOS SUBMARINOS DEPOIS DE SUBMETIDA À FADIGA MECÂNICA



MÉTODO EXPERIMENTAL PARA VERIFICAR A INTEGRIDADE ESTRUTURAL DA CAMADA POLIMÉRICA EXTERNA DE CABOS SUBMARINOS DEPOIS DE SUBMETIDA À

FADIGA MECÂNICA

Nelson Cárdenas Olivier1*, Edison Gonçalves2†, Angel Bienvenido González Rojas1*, Erlon Rabelo Cordeiro1*, Alan Christie da Silva Dantas 1*, José Bismark de Medeiros 1*

1-Universidade Federal do Vale do São Francisco, Av. Antonio Carlos Magalhães, 510, Juazeiro, Brasil, email: [email protected], [email protected], [email protected], [email protected], [email protected] [email protected] Escola

Politécnica da Universidade de São Paulo, Av. Prof. Mello Moraes, 2231, São Paulo, Brasil,email: [email protected]

Palavras chave: Método experimental, Fadiga, Absorção de água, PEAD, Cabos submarinos

Resumo

No presente trabalho é proposto um método experimental, para verificar a influencia da fadiga mecânica na integridade estrutural da camada polimérica externa dos cabos submarinos eletro-ópticos (cabos umbilicais), utilizados em operações offshore. O método proposto baseia-se na determinação do incremento da quantidade de água absorvida pela camada polimérica externa do cabo, devido à deterioração provocada pelos carregamentos cíclicos. Este método propõe a realização de um ensaio de fadiga convencional (à tração uniaxial), no polímero que compõe a camada externa do cabo. O teste é feito simulando as solicitações a que é submetida a camada externa do umbilical durante os ensaios de fadiga feitos, segundo a norma API 17E [1], durante o processo de homologação dos cabos. Para demonstrar a eficiência do método, diferentes amostras de polietileno de alta densidade (PEAD) da camada externa de um cabo umbilical foram submetidas a ensaios de absorção de água segundo a norma ASTM D 570 [2]. As amostras de PEAD foram retiradas de um cabo como recebido, de uma seção de 13,5m de comprimento e 108,5mm de diâmetro exterior, que foi ensaiada à fadiga segundo a norma API-17E [1]. Outras amostras foram retiradas da mesma seção do cabo como recebido, a partir das quais foram confeccionados corpos-de-prova, segundo a norma ASTM 638 [3], que foram submetidos á fadiga convencional com a mesma deformação e quantidades de ciclos de carga aplicadas no ensaio segundo a norma API 17E [1]. Os resultados obtidos nos ensaios de absorção de água mostraram que com o aumento do numero de carregamentos cíclicos aplicados, aumentou o volume de água absorvida pelo PEAD. Também se observou que o volume de água absorvida pelo PEAD que foi submetido à fadiga convencional foi ligeiramente maior com relação ao PEAD, submetido à fadiga segundo a norma API 17E [1]. Esta diferença na absorção de água foi originada pelos diferentes estados tensionais uniaxiais e biaxiais provocados no PEAD durante os dois tipos de ensaios de fadiga feitos.


Nelson Cárdenas Olivier, Edison Gonçalves, Angel Bienvenido González Rojas, Erlon Rabelo Cordeiro, Alan Christie da Silva Dantas, José Bismark de Medeiros



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Nelson Cárdenas Olivier, Edison Gonçalves, Angel Bienvenido González Rojas, Erlon Rabelo Cordeiro, Alan Christie da Silva Dantas, José Bismark de Medeiros

MÉTODO DE FOTOELASTICIDAD...ANÁLISIS DE UN ARO CON GRIETA SOMETIDO A PRESIÓN INTERNA MEDIANTE EL...

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