FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
DESENVOLVIMENTO, PROJETO E CONSTRUÇÃO
DE UM EQUIPAMENTO DE REPARO DE TRINCAS
POR ATRITO.
ROBSON JOSÉ DE SOUZA
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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
DESENVOLVIMENTO, PROJETO E CONSTRUÇÃO
DE UM EQUIPAMENTO DE REPARO DE TRINCAS
POR ATRITO.
Dissertação apresentada
à Universidade Federal de Uberlândia por:
ROBSON JOSÉ DE SOUZA
Como parte dos requisitos para obtenção do título de mestre
em Engenharia Mecânica
Avaliada por:
Prof. Dr. Sinésio Domingues Franco - (UFU) - Orientador
Prof. Dr. Vera Lúcia D. S. Franco - (UFU) - Co-orientadora
Prof. Dr. João Carlos Mendes Carvalho - (UFU)
Dr. Luiz Cláudio de Marco Meniconi - (Petrobras/CENPES)
Eng. Msc. Marcelo Torres Piza Paes
À meus pais,
Sidney de Souza e Maria Euripedes de Souza.
Ao meu orientador, Sinésio Domingues Franco, pela orientação, dedicação e amizade.
À minha co-orientadora, Vera Lúcia Domingues Franco, pelo apoio e orientação durante
todo o decorrer do trabalho.
Ao curso de Pós-graduação em ENGENHARIA MECÂNICA da UNIVERSIDADE
FEDERAL DE UBERLÂNDIA pela oportunidade que me concedeu na realização deste
trabalho.
À PETRÓLEO BRASILEIRO S.A. – PETROBRAS, pelo financiamento do projeto.
À CAPES, pela concessão da bolsa de estudos.
Às alunas de iniciação científica Maíra Prata Jardin e Camila Monteiro Formoso, pelo
auxílio no desenvolvimento do sistema de controle do equipamento.
Aos ex-companheiros de trabalho, engenheiros Teófilo Ferreira Barbosa e Leonardo de
Oliveira Cardoso, pelas suas valorosas ajudas no desenvolvimento mecânico do projeto.
Ao engenheiro Francisco Francelino Ramos Neto, por sua amizade e, especialmente, por
sua participação de forma ativa em todas as etapas do trabalho.
Ao engenheiro Marcelo Torres Piza Paes, pela oportunidade dada e pelo suporte técnico
oferecido.
Aos professores, funcionários e alunos do LABORATÓRIO DE TRIBOLOGIA E
MATERIAIS da UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA, pelo apoio, incentivo e
oportunidade de discussões teóricas sobre os mais variados temas.
Resumo I
Abstract II
Simbologia III
Abreviaturas IV
Lista de Tabelas V
Lista de figuras VI
CAPÍTULO 1: INTRODUÇÃO 01
1.1- PARCERIA ENTRE A INDÚSTRIA E A UNIVERSIDADE 01
1.2- REPARO POR ATRITO – DESAFIOS 02
CAPÍTULO 2: REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 07
2.1- SOLDAGEM POR ATRITO 07
2.1.1- Energia de Soldagem 08
2.1.2- Ciclos de Soldagem 10
2.1.3- Fases do Processo 11
2.1.4- Influência dos Parâmetros de Soldagem na Qualidade da Junta 14
2.1.5- Soldagem de Diferentes Tipos de Materiais 15
2.1.6- Variantes do Processo de Soldagem por Atrito 17
2.2- REPARO DE TRINCAS POR ATRITO 21
2.2.1- Aspectos Fenomenológicos 21
2.2.2- Influência das Geometrias do Pino de Queima e do Furo na
Qualidade da Região de Reparo 22
2.2.3- Influência das Variáveis do Processo nas Propriedades Mecânicas
e Microestrutura da Região de Reparo 24
3.1.1- Conjunto Mesa de Sustentação – Pórtico 27
3.1.2- Projeto da Cabeça de Reparo 29
3.1.3- Unidade Hidráulica 32
3.2- SISTEMA ELÉTRICO 35
3.3- SISTEMA DE CONTROLE 36
3.3.1- Componentes do Sistema de Controle 36
3.3.2- Programa de Controle do Processo de Reparo de Trincas 41
CAPÍTULO 4: CALIBRAÇÕES 47
4.1- DESLOCAMENTO AXIAL 47
4.2- CALIBRAÇÃO DA FORÇA AXIAL 48
4.3- CALIBRAÇÃO DA VELOCIDADE DE ROTAÇÃO 51
4.4- ESTIMATIVA DO TORQUE 53
CAPÍTULO 5: PROCEDIMENTO PARA REALIZAÇÃO DOS ENSAIOS DE
VALIDAÇÃO DO EQUIPAMENTO 55
5.1- MATERIAIS UTILIZADOS 55
5.2- GEOMETRIAS DE FUROS E PINOS EMPREGADAS 56
5.3- PARÃMETROS DE PROCESSO UTILIZADOS 57
5.4- ANÁLISE DA QUALIDADE DA REGIÃO DE REPARO 58
CAPÍTULO 6: RESULTADOS E DISCUSSÕES 61
6.1- AQUISIÇÃO DE DADOS 61
6.2- MACROGRAFIAS E INSPEÇÃO VISUAL 71
6.3- MICROGRAFIAS 74
6.4- ENSAIOS DE MICRODUREZA 75
Souza, R. J., 2006, Desenvolvimento, Projeto e Construção de um Equipamento de Reparo de Trincas por Atrito, Dissertação de Mestrado em Engenharia Mecânica, Universidade Federal de Uberlândia, MG.
Resumo
Na indústria de produção de petróleo, a utilização dos processos convencionais de reparo de trincas, como o processo de soldagem a arco elétrico, são realizadas excepcionalmente em ambiente submerso e normalmente em áreas classificadas. Como conseqüência disso, vários defeitos podem surgir na região de reparo tais como porosidades e fragilização pelo hidrogênio. Desta forma, o desenvolvimento de uma técnica de reparo de trincas, como a de reparo de trincas por atrito, torna-se um grande atrativo para a indústria do petróleo. O processo de reparo de trincas por atrito consiste em fazer, na região da trinca, um furo cilíndrico ou cônico o qual é posteriormente preenchido por um pino também cilíndrico ou cônico. Apesar da grande potencialidade da técnica de reparo de trincas por atrito, poucos estudos foram realizados a respeito do processo. Desta forma, o presente trabalho teve por objetivo, desenvolver, projetar, construir e validar um equipamento de reparo de trincas por atrito. O equipamento projetado possui capacidade de carga axial de 50 kN, capacidade de carga tangencial de 10 kN e pode atingir velocidade de rotação de até 8000 rpm. O controle do equipamento é realizado de forma automatizada, cabendo ao usuário entrar, no programa de controle, com os parâmetros de teste a serem utilizados. Para validação e levantamento dos limites operacionais do equipamento, foram realizados ensaios com amostras de aço carbono, cujos resultados mostraram, em alguns casos, a formação da ligação metálica entre o material do pino e o furo. Ao final do trabalho, obteve-se uma infra-estrutura que permitirá um maior estudo do processo, além de permitir a otimização dos parâmetros de testes para os mais diversos materiais.
Souza, R. J., 2006, Development, Design and Construction of a Friction Hydro Pillar Processing Equipment, Master Dissertation in Mechanical Engineering, Federal University of Uberlândia – Brazil.
Abstract
In the offshore industry, the utilization of conventional process of arc welding processes are frequently used to repair structure defects, such as cracks. These repairs are carried out under water to reduce risks of explosion. Under water welds are subjected to hydrogen embrittlement and severe porosity. An alternative is offered by the friction hydro pillar processing (FHPP), which may be regarded as a process in which a hole is drilled and filled with a consumable rod of the same material. Despite its wide applicability, this technique has not been widely investigated. Motivated by the potentialities of this method, an infrastructure for repairing engineering structures by drilling and filling holes was designed and constructed. The equipment was designed with an axial force capacity of 50 kN, and a tangential force limited to 10 kN. The rotational speed was limited to 8000 rpm. The FHPP parameters were completely automated, where by the user has only to give them. To validate the infrastructure repair tests were carried out in plain carbon steel plats. The obtained results showed that a metallic bond between the substrate and the rod was achieved. The system enables to perform experimental tests in order to optimize the friction hydro pillar process parameters.
Simbologia
F: Força axial [KN]; f: Freqüência;
HV(0,05): Microdureza Vickers, carga de 50 g, [Kgf/cm2];
L: Deslocamento [mm]; M: Torque [Nm];
N: Velocidade de Rotação [rpm]; P: Pressão [MPa];
Ps: Pressão de saída do fluido hidráulico; T: Torque resistivo [Nm];
V: Diferença de Potencial elétrico [Volts]; Vg: Cilindrada do motor hidráulico [cm3];
∆l: Comprimento de queima [mm]; ∆p: Diferença de pressão [MPa]; φ: Diâmetro [mm];
ηmh: Rendimento mecânico hidráulico;
Abreviaturas
ABNT: Associação Brasileira de Normas Técnicas; API: American Petroleum Institute;
ASM: American Society of Metals; AWS: American Welding Society; CCP: Cartão de controle da pressão; CCV: Cartão de controle de vazão;
CENPES: Centro de Pesquisa da Petrobras; CLP: Controlador lógico programável;
CPF: Cartão lógico de processamento da força axial;
CPR: Cartão lógico de processamento da velocidade de rotação; CPU: Unidade de processamento;
DIN: Deutsches Institut für Normung; FHPP: Friction Hydro Pillar Processing;
FPSO: Floating, production, storage and offloading; PID: Proporcional, integral e diferencial;
SP: Sensor de posição; SR: Sensor de rotação;
FTPW: Friction Taper plug welding; TP: Transdutor de pressão;
UPPA: Unidade de processamento de pinos por atrito; VRP: Válvula reguladora de pressão;
VRV: Válvula reguladora de vazão; ZAC: Zona afetada pelo calor.
Lista de Tabelas
Tabela 5.1- Composição química dos materiais utilizados na confecção das amostras 55 Tabela 5.2- Parâmetros utilizados na realização dos ensaios de validação 58
Tabela 6.1- Parâmetros de processo utilizados nos ensaios de 2 a 8 63 Tabela 6.2- Dados de entrada dos ensaios de número 10 a 20, características Geométrica
Lista de Figuras
Figura 1.1- Trincas em tanques de armazenamento de um FPSO da PETROBRAS 3
Figura 1.2- Geometria característica do processo “friction taper plug welding” 4
Figura 1.3- Geometria característica do processo de reparo de trincas por atrito 4
Figura 2.1- Etapas do processo de soldagem por atrito a) etapa de aceleração radial e avanço, b) etapa de aplicação da força de soldagem e c) etapa de forjamento 8
Figura 2.2- Ciclo típico do processo de soldagem convencional 9
Figura 2.3- Ciclo típico do processo de soldagem inercial – utilização de volante de inércia 9
Figura 2.4- Ciclos de soldagem propostos por Lebedev e Chernenko 10
Figura 2.5- Ciclos do processo com mais de um estágio. a) Força e rotação variam ao longo do tempo; b) Apenas a rotação varia ao longo do tempo 11
Figura 2.6- Variação das variáveis: Força (F), Rotação (n), Torque (M), Potência consumida (N), Temperatura (T) e Comprimento de queima (∆l). Ao longo das fases do processo de soldagem por atrito 13
Figura 2.7- Foto de diferentes componentes mecânicos, fabricados pelo processo de soldagem por atrito, especial atenção para as válvulas fabricadas de diferentes tipos de materiais 15
Figura 2.8- Tabela de soldabilidade de diferentes tipos de metais apresentada pela AWS e DIN 17
Figura 2.9- Figura esquemática do processo “Center Drive” 19
Figura 2.10- Figura esquemática do processo de soldagem em orbital 19
Figura 2.11- Figura esquemática do processo de soldagem por vibração 19
Figura 2.12- Figura esquemática do processo de soldagem por atrito radial 19
Figura 2.13- Representação esquemática do processo “Friction Stir Welding” 20
Figura 2.14- Geometria convencional utilizada no processo de reparo de trincas por atrito, a qual promove vazios na região entre o fundo do furo e a parede lateral 23
Figura 2.15- Geometria de furo com fundo arredondado, que após os testes não apresentou vazios na região de transição entre o fundo do furo e a parede lateral 23
Figura 3.1- Conjunto mesa de sustentação – pórtico e cabeça de reparo 28
Figura 3.2- a) Detalhe do sistema de ajuste de altura do pórtico, b) Mesa de sustentação – detalhe do local onde será fixa a amostra, ou inserida a mesa de deslocamento mono-axial. 28
Figura 3.3- Desenho esquemático da cabeça de reparo 29
Figura 3.4- Análise por elementos finitos das tensões equivalentes de von Misses [MPa] no cilindro externo, quando submetido a uma pressão interna de 12 MPa 31
Figura 3.5- Análise das tensões equivalentes de von Misses [MPa] na haste hidráulica quando submetida a uma pressão externa de 12 MPa. 31
Figura 3.6- Foto da unidade hidráulica – Reservatório de óleo e moto-bombas 32
Figura 3.7- Diagrama esquemático da unidade hidráulica 34
Figura 3.8- Desenho esquemático da alimentação elétrica dos motores 35
Figura 3.9- Fluxo de informação dos sinais analógicos de controle e monitoração das variáveis do processo de reparo de trincas 38
Figura 3.10- Representação esquemática dos cartões lógicos de condicionamento de sinal 39
Figura 3.11- Representação esquemática do circuito conversor de 24 Volts p/ 5 Volts 40
Figura 3.12- Representação esquemática do circuito conversor de 5 Volts p/ 24 Volts 40
Figura 3.13- Laço principal do programa de controle do processo de reparo de trincas e Recobrimento 42
Figura 3.14- Subrotina de retorno da haste 43
Figura 3.15- Subrotina – fase de recobrimento 44
Figura 3.16- Subrotina da fase de “queima do pino” 45
Figura 3.17- Subrotina da fase de forjamento do pino de queima 46
Figura 4.1- Curva de calibração do sensor de posição 48
Figura 4.2- Curva de calibração do sinal de saída da força axial,enviado para o cartão de controle PID da força axial 50
Figura 4.3- Curva de calibração da aquisição da força axial, advindo do cartão condicionador de sinal da força (circuito subtrator) 50
Figura 4.4- Curva de calibração do sinal de saída da velocidade de rotação, enviado para o cartão de controle PID 50
Figura 4.5- Curva de calibração da aquisição da velocidade de rotação, advindo do cartão condicionador de sinal da velocidade de rotação (conversor de freqüência em tensão) 52
Figura 5.1- Microestrutura do material utilizado para a convecção de: a) chapa de reparo, b) pino de queima 56 Figura 5.2- Geometria dos pinos utilizados durante os ensaios de validação do equipamento 56
Figura 5.3- Diferentes geometrias das chapas de reparo usadas nos ensaios de validação 57
Figura 5.4- Posicionamento das linhas de perfil de microdureza 59
Figura 6.1- Dados adquiridos durante a execução do ensaio Nº 1 62
Figura 6.2- Dados adquiridos durante o ensaio 2 63
Figura 6.3- Dados adquiridos durante o ensaio 4 64
Figura 6.4- Dados adquiridos durante o ensaio 6 64
Figura 6.5- Dados adquiridos durante o ensaio 16 67
Figura 6.6- Dados adquiridos durante o ensaio 18 69
Figura 6.7- Dados adquiridos durante o ensaio 19 69
Figura 6.8- Dados adquiridos durante o ensaio 20 70
Figura 6.9- Macrografia do ensaio 2, indicando não haver total preenchimento do furo por parte do pino, além de não existir nenhum ponto com ligação metálica 71
Figura 6.10- Macrografia do ensaio 4. Presença de vazios indicados por manchas escuras e ausência de formação de ligação metálica 72
Figura 6.11- Macrografia do ensaio 6. a) com manchas escuras indicando a presença de vazios; e b) Ampliação mostrando vazios na interface entre a chapa de reparo e o pino de queima, indicando ausência de ligação metálica 72
Figura 6.12- Foto da seção transversal do ensaio 15. Presença de vazios nas laterais e na região de transição fundo/parede lateral, e possível presença de regiões com ligação metálica 73
Figura 6.13- Foto da seção transversal do ensaio 20. Presença de vazios nas laterais e na região de transição fundo/parede lateral, e possível presença de regiões com ligação metálica 74
Figura 6.14- Figuras da análise microestrutural da amostra 15: a) Região de interface inferior entre o pino e o furo e b) microestrutura do pino de queima 75
Figura 6.15- Figuras da análise microestrutural da amostra 20: a) Região de interface inferior entre o pino e o furo e b) microestrutura do pino de queima 75
Figura 6.16- Perfil de microdureza horizontal da amostra referente ao ensaio 20 76
Figura 6.17- Perfil de microdureza vertical da amostra referente ao ensaio 15 77
INTRODUÇÃO
1.1 Parceria entre a indústria e a universidade
Com a criação das várias estatais no Brasil ao longo das décadas de 50 e 60, um novo horizonte para o desenvolvimento tecnológico e científico brasileiro foi aberto. Pois, a partir de então, fez-se necessário o surgimento de tecnologia nacional capaz de competir com as empresas estrangeiras já a muito engajadas nos mais diversos setores da indústria. Dentre as estatais então criadas, pode-se destacar dentre outras a Petróleo Brasileiro S.A (PETROBRAS).
Desde a sua criação, a PETROBRAS teve por objetivo não só o aumento da sua produção de petróleo, como também a ampliação de suas reservas. Para alcançar tais objetivos a mesma implementou diversos programas para desenvolvimento de tecnologia de extração de petróleo em águas profundas e ultra-profundas. Como fruto desse investimento, hoje a PETROBRAS é líder mundial no que tange a explotação de petróleo em águas profundas e ultra-profundas (www.petrobras.com.br).
Além do caráter estratégico e financeiro desses programas, deve-se também enfatizar o fato de que, os mesmos, em grande parte, foram executados em parceria com universidades brasileiras, levando à geração de novos conhecimentos científicos, e um amplo desenvolvimento tecnológico.
Desta forma, fica evidente que a parceria entre a universidade e a indústria brasileira, foi e ainda é o caminho não só para o aumento da competitividade da indústria brasileira no mercado nacional e internacional, mas também um veículo importante na geração de conhecimento técnico-científico, além de ser de suma importância na formação de uma mão de obra altamente qualificada, visto que tais parcerias promovem a formação de mestres e doutores nas mais diversas áreas.
1.2 Reparo por atrito – desafios
Atualmente, uma das grandes preocupações das empresas é diminuir o número de paradas de um equipamento para manutenção, bem como o tempo de duração da mesma, pois a cada intervenção registram-se perdas não só pelo custo da manutenção, mas também pelo custo da parada, total ou parcial, da produção. Esses custos são consideravelmente elevados quando se trata da indústria de produção de petróleo, principalmente quando a intervenção é realizada em águas profundas, ultra-profundas ou em áreas classificadas.
Nessas situações, a utilização dos tradicionais processos de reparo de trincas, tais como soldagem por arco elétrico, tornam-se essencialmente críticos. Da mesma forma, técnicas que dependem da utilização de mergulhadores, como a utilização de grampos mecânicos, passam a ser limitadas à profundidades de apenas 300 m, sendo, portanto, inviáveis na extração de petróleo em águas profundas e ultra-profundas. Além das dificuldades técnicas apresentadas agrega-se também a esses processos de manutenção o alto custo dos mesmos, seja pela necessidade da alta qualificação da mão de obra, ou ainda, pelo tipo de equipamento a ser empregado.
Desta forma, o desenvolvimento de uma técnica de reparo, tal como a de reparo de trincas por atrito, torna-se não só atrativa, mas também uma necessidade para a indústria de extração de petróleo. Como vantagens dessa técnica, citam-se: a) pouco influenciada pelo ambiente marinho, b) pode ser parcialmente ou totalmente automatizada, eliminando-se assim a necessidade de utilização de mergulhadores, e c) baixos riscos quando da sua utilização em áreas classificadas ou em ambientes explosivos. As Figuras 1.1 a) e b) ilustram duas trincas presentes em tanques de armazenamento em plataformas semi-submersíveis (FPSO – Floating, production, storage and offloding), onde o emprego da técnica de reparo de trincas por atrito pode vir a oferecer baixos riscos quando comparado aos demais processos de reparo de trincas utilizados atualmente.
O processo de reparo de trincas por atrito ou FHPP (“Friction Hydro Pillar Processing”) foi desenvolvido em 1990 por Andrews e Mitchel (1990), sendo originado do processo Friction Taper Plug Welding - FTPW. O processo FTPW consiste em fazer um furo passante cônico na peça e preenchê-lo através da deformação plástica de um pino também cônico (Figura 1.2). O processo FTPW já vem sendo utilizado na indústria petrolífera há mais de 25 anos na fixação de pinos em equipamentos e estruturas de extração de petróleo (plataformas, FPSO’s e dutos submarinos, com o objetivo de fixar ânodos de sacrifício dentro d’água), sendo utilizado em plataformas do mar do norte deste 1974. A utilização e aplicação desse processo foram bem descritas por Blackmore (BLACKMORE, 2000) e Grey (GREY, 1995).
a) b)
Figura 1.1: a) e b) Trincas em tanques de armazenamento de um FPSO da PETROBRAS
O processo de reparo de trincas por atrito consiste em fazer, na região da trinca, um furo cônico ou cilíndrico, sendo que, ao contrário do FTPW, tem-se necessariamente um furo não passante. Após a realização do furo, ele é preenchido por um pino também cônico ou cilíndrico (Figura 1.3). Nesse processo, o pino é submetido a elevadas cargas axiais e elevada rotação, o que provoca, devido ao calor gerado pelo atrito, um aumento da temperatura do pino, e da superfície do furo. Com o aumento de temperatura há uma diminuição no valor do limite de escoamento do pino, facilitando-se, assim, o fluxo plástico do mesmo e seu forjamento dentro do furo. Garante-se, dessa forma, que haja um íntimo contato entre as superfícies do furo e do pino, fazendo com que ocorra não só o preenchimento do furo pelo material do pino, mas também a formação de uma ligação metálica entre as superfícies do furo e do pino após o término do movimento relativo. Devido ao atrito e às deformações a que o material é submetido, a união acontece entre as paredes da cavidade e o consumível (pino de queima), em um intervalo de tempo que pode variar substancialmente, sendo esse valor função do material, da velocidade relativa, da pressão axial, da profundidade da cavidade e temperatura de preaquecimento.
Apesar da grande potencialidade da técnica de reparo de trincas por atrito, poucos estudos foram realizados a respeito do processo, sendo que até o ano de 2002, o número de publicações a respeito desse assunto limitava-se a menos de uma dezena (MEYER, 2002).
Figura 1.2: Geometria característica do Processo “Friction Taper Plug Welding”
Figura 1.3: Geometria característica do processo de reparo de trincas por atrito.
Desta forma, o presente trabalho teve por objetivo, desenvolver, projetar, construir e validar um equipamento de reparo de trincas por atrito. O equipamento é capaz de trabalhar com diferentes valores de rotações e forças axiais. Os valores de força axial e velocidade de rotação são passíveis de alteração durante o ciclo do processo, sendo, portanto, possível de se realizar o processo em mais de um estágio. Com isso, pode-se avaliar o efeito da velocidade de rotação e da força axial nas propriedades mecânicas e qualidade da região de reparo, bem como avaliar a influência da utilização de mais de um estágio na região de reparo, ou ainda, verificar as implicações advindas quando da utilização de diferentes geometrias de pinos ou furos.
Outro aspecto importante a ser mencionado, é a possibilidade de utilização do equipamento, mediante algumas adaptações, para o estudo de outros processos, tais como: soldagem por atrito convencional (Friction Welding), soldagem por atrito por mistura (Friction Stir Welding), costura por atrito (Friction Stitch Welding), etc.
Os assuntos abordados neste trabalho foram organizados com a seguinte estrutura: O Capítulo I apresenta as motivações para o desenvolvimento do projeto; O Capítulo II apresenta uma revisão bibliográfica a respeito dos processos de soldagem por atrito e de reparo de trincas por atrito; O Capítulo III mostra o desenvolvimento dos diversos componentes mecânicos e eletrônicos do equipamento; O Capítulo IV relata os procedimentos utilizados para a calibração do equipamento e conseqüente determinação das funções de transferência; No Capítulo V é apresentada a metodologia para a realização dos ensaios de validação do equipamento; No Capítulo VI é feita uma discussão a respeito dos resultados obtidos; No Capítulo VII são apresentadas as principais conclusões; No Capítulo VIII estão presentes algumas das várias sugestões para trabalhos futuros. Finalmente, no Capítulo IX são citadas as referências bibliográficas utilizadas na confecção dessa dissertação.
Revisão
Bibliográfica
O processo de reparo de trincas por atrito foi desenvolvido em 1990 (Andrews and Mitchel, 1990) e patenteado em 1993 (Thomas et al., 1992). Devido ao seu caráter recente e ainda o limitante de seu estudo por outros institutos devido à sua patente, existe, atualmente, um número bastante restrito de publicações abordando as características do mesmo. Entretanto, o processo de reparo de trincas por atrito é originado do processo de soldagem por atrito, possuindo ambos os processo o mesmo princípio físico. As diferenças fundamentais entre os dois processos são: A presença de um consumível (pino) no processo de reparo de trinca por atrito e os diferentes valores de pressão axial e velocidade de rotação.
Devido a tais características, preferiu-se dividir esta revisão bibliográfica em dois sub-itens. O primeiro refere-se ao processo de soldagem por atrito e suas variantes, e o segundo ao processo de reparo de trincas por atrito.
2.1 Soldagem por atrito
O processo de soldagem por atrito é um processo de união de peças no estado sólido, no qual duas peças são colocadas em contato com movimento relativo, sendo simultaneamente aplicada uma força axial entre os componentes. Com a geração de calor devido ao atrito das peças e o íntimo contato entre as partes decorrente da força aplicada, há a formação da ligação entre as peças (AWS, 1991).
Apesar de ser considerado um processo de soldagem em estado sólido, alguns autores consideram que, em determinadas circunstancias, um filme de fluido metálico fundido pode ser formado na interface entre as peças. Contudo, nenhuma evidência da fusão do material pode ser obtida de forma macroscópica devido à intensa deformação à quente. Dessa forma, a grande maioria dos autores considera que durante todo o processo de soldagem por atrito não há fusão do metal de base (Lebedev and Chernenko, 1992), (Nicholas, 1995), (Thomas and Nicholas, 1997), (Lin et al., 1999).
O processo de soldagem por atrito pode ser dividido em três etapas ilustradas na figura 2.1. Primeiramente tem-se a fase de aceleração de uma das peças e a aproximação entre elas (figura 2.1a). No momento do contato entre as duas superfícies inicia-se uma segunda etapa do processo (figura 2.1b), que é a etapa de aplicação de força axial com simultâneo movimento
relativo entre as peças. Nesta etapa há a geração de calor e conseqüente aumento de temperatura nas superfícies, favorecendo, portanto, a deformação plástica do material naquela região. Finalmente tem-se a etapa de forjamento (figura 2.1c). Nessa etapa é cessado o movimento relativo entre as peças e é aplicada uma força igual ou superior à força da etapa anterior, tendo-se ao final de todo o processo a união entre as duas partes.
a) b) c)
Figura 2.1: Etapas do processo de soldagem por atrito (a) Etapa de aceleração radial e avanço; b) Etapa de aplicação da força de soldagem; c) Etapa de forjamento.
2.1.1
Energia de soldagem
No processo de soldagem por atrito, a energia de soldagem pode ser obtida de duas formas distintas, a convencional e a inercial. Na forma convencional, a parte girante é acoplada a um motor, sendo, a sua rotação, mantida constante ao longo do processo (figura 2.2). Neste caso, a velocidade de rotação, força axial e tempo determinam o total de energia fornecida ao processo.
No processo inercial, a parte girante é acoplada a um volante de inércia, que é previamente acelerado até uma determinada rotação. Após atingida a rotação o volante é desacoplado do motor e as peças colocadas em contato. Nota-se, que neste caso, a velocidade de rotação da peça, ao longo do processo, varia do valor pré-determinado até zero (figura 2.3). Para a determinação da energia total fornecida ao sistema, faz-se também necessário, nesse processo, conhecer o momento de inércia do volante. O equacionamento para obtenção da energia de soldagem, em ambos os casos é descrito por Lebedev e Chernenko (1992).
Processo de Soldagem Forjamento
Fase de Desaceleração
Velocidade de Rotação, Força Axial,
Comprimento de queima. Velocidade de Rotação Fase de Aceleração Força Axial Comprimento de Queima Tempo
Figura 2.2: Ciclo típico do processo de soldagem por atrito convencional.
Forjamento Processo de Soldagem
Velocidade de Rotação, Força Axial,
Comprimento d e queima. Velocidade de Rotação Fase de Aceleração Força Axial Comprimento de Queima Tempo
2.1.2
Ciclos de soldagem
Dependendo do equipamento, das propriedades mecânicas requeridas na região de soldagem e do material a ser unido, o ciclo de soldagem do processo convencional (figura 2.2) pode sofrer algumas alterações. Em equipamentos de baixa potência, por exemplo, pode-se dividir o ciclo em dois estágios. No primeiro, aplicam-se baixos valores de força axial e no segundo, após o aquecimento inicial, eleva-se o valor da mesma (figura 2.4 b). A figura 2.4 ilustra os diferentes tipos de ciclos propostos por Lebedev e Chernenko (1992).
Percebe-se, que nos ciclos propostos, apenas a força axial varia. No entanto, dependendo do processo e da necessidade, pode-se utilizar ciclos com mais de um estágio, cuja força axial e velocidade de rotação sofram alterações. Ou ainda, ciclos em que apenas a velocidade de rotação seja alterada ao longo do processo (figura 2.5).
a) b)
c) d)
e)
a) b)
Figura 2.5: Ciclos do processo com mais de um estágio. a) Força e rotação variam ao longo do processo; b) apenas a rotação varia ao longo do processo.
2.1.3
Fases do processo
Para a melhor compreensão dos fenômenos ocorrentes durante o processo de soldagem por atrito, vários autores dividiram o ciclo básico do processo convencional em diferentes números de fase. A “American Welding Society – AWS” (AWS, 1991) e a “American Society of Metals – ASM” (ASM, 1993) dividem o ciclo em duas fases. Meyer (2002) cita autores que dividiram o ciclo de soldagem por atrito em 3, 4 e 5 fases. Uma última divisão em 6 fases é proposta por Lebedev e Chernenko (1992) que, por ser a mais detalhada, optou-se, em utilizar esta divisão para a descrição dos fenômenos ocorrentes no processo.
A divisão proposta por Lebedev e Chernenko (1992) é representada na figura 2.6. Os valores das variáveis de entrada, força e rotação, são representados no primeiro gráfico da figura. O segundo gráfico indica a variação do torque e da potência ao longo do ciclo, ao passo que o último gráfico mostra o comportamento da temperatura da interface e do encurtamento axial ao longo do processo.
Na fase τ1 ocorre o contato inicial entre as superfícies. Há nesta fase o “amaciamento”
das protuberâncias das superfícies, acompanhada de uma pequena queda no torque inicial. Com o “amaciamento” das superfícies há um aumento das regiões de contato e, conseqüentemente, quebra dos filmes de graxa ou óleo presentes nas superfícies. Ocorre também nesta fase a quebra e a expulsão de parte dos filmes de óxido presentes na interface.
Na fase τ2 há uma grande elevação do torque, o que pode ser explicado pela ação
conjunta de dois fenômenos distintos. O primeiro fenômeno diz respeito à quebra e remoção de parte dos filmes de óxido iniciada na fase τ1. O segundo fenômeno refere-se ao aumento da
componente adesiva do coeficiente de atrito. E ainda, devido a sua elevada dureza, os mesmos apresentam baixa taxa de deformação plástica, fazendo com que a componente do coeficiente de atrito referente à deformação também apresente valores reduzidos quando comparados com metais (ASM international, 1992). Desta forma, a quebra e remoção dos filmes de óxidos levam à ocorrência do contato metal-metal. Que, apresentando um maior coeficiente de atrito, provoca um aumento no torque.
Percebe-se pela figura 2.6 que na fase τ2, há um grande aumento da temperatura
superficial das peças. Com o aumento da temperatura há uma redução no limite de resistência do material, fazendo com que haja uma maior taxa de deformação dos mesmos. Desta forma, há o aumento da área real de contato das superfícies, o que provoca o aumento da componente adesiva do coeficiente de atrito.
Na fase τ3, ocorre uma queda brusca no torque e um pequeno aumento de temperatura.
Este pequeno aumento de temperatura é suficiente para plastificar o material, de tal forma que na interface há a formação de uma fina camada de material plástico capaz de atuar como lubrificante, mudando o regime de atrito a seco para lubrificado. Nesta fase, parte do material começa a ser extrutado para a periferia das superfícies, formando as rebarbas.
A fase τ4 também é conhecida como fase semi-estacionária. Nesta fase, o sistema entra
em regime, e a velocidade de encurtamento, a temperatura e a transferência de calor são praticamente constantes. Ao final desta fase, as superfícies de contato estão prontas para a formação da ligação metálica, pois tem-se temperaturas elevadas, o metal está plastificado, e os possíveis detritos foram removidos em direção à rebarba.
Na fase τ5 ocorre a frenagem do sistema com a diminuição da velocidade de rotação.
Ocorre nesta fase o segundo pico de torque. Esta é uma fase de fundamental importância para o processo, pois é ao final desta fase que ocorre a formação das ligações metálicas. Duffin e Bahrani (1976) realizaram estudos específicos com relação a esta fase, no qual é abordado a influência da velocidade de desaceleração nas características da união.
Finalmente, na fase τ6, ocorre a etapa de forjamento. Nesta fase, a velocidade de
rotação é nula, sendo que ainda há a aplicação da força. Há um rápido resfriamento da interface, e ao final da mesma a união entre as partes está estabelecida.
Figura 2.6: Variação das variáveis: Força (F), Rotação (n), Torque (M), Potência consumida (N), Temperatura (T) e comprimento de queima (∆l) ao longo das fases do processo de soldagem por atrito (Lebedev and Chernenko, 1992).
2.1.4
Influência dos parâmetros de soldagem na qualidade da junta
Os principais parâmetros do processo que influenciam a qualidade da junta soldada, são a velocidade de rotação, força axial, taxa de queima (encurtamento axial), tempo de aquecimento, velocidade de frenagem e força de forjamento. As três primeiras variáveis são as mais importantes e as que serão abordadas nesse estudo.
• Velocidade de rotação: Segundo Vill (1962), existe uma velocidade ótima para cada par de materiais utilizados. Elevadas velocidades de rotação levam à ocorrência de uma “lapidação” das superfícies das peças, deixando-as mais planas, fato que aumenta o tempo de aquecimento das superfícies. Maiores tempos de aquecimento provocam um aumento de temperatura em um volume maior da peça, que, por conseqüência, diminui a velocidade de resfriamento das partes unidas. Dessa forma, a utilização de uma elevada velocidade de rotação pode vir a aumentar a zona afetada pelo calor (ZAC), como também prejudicar as propriedades mecânicas da região da solda. Por outro lado, a utilização de baixas velocidades de rotação pode exigir que se tenha maiores forças axiais e exigir um maior torque do sistema, o que em termos de equipamento significa maior robustez. Além da questão mecânica, a utilização de baixas velocidades de rotação também pode levar a uma velocidade de resfriamento extremamente rápida, que apesar de diminuir o tamanho da ZAC, deixaria essa região potencialmente com dureza elevada e com tenacidade extremamente baixa.
• Força axial: A força axial usada no processo deve ser suficiente para provocar o íntimo contato entre as peças, de forma a romper o filme de óxidos e promover a formação da ligação metálica. Contudo, a utilização de forças axiais extremamente elevadas aumentam significativamente a taxa de queima das peças podendo vir a prejudicar o controle do processo. Ellis (1972), demonstrou que a força axial influencia a largura e características microestruturais da ZAC. Isto se explica pelo fato que a força axial atua diretamente nas condições de plastificação do material influenciando, portando, nas propriedades da peça. A AWS (1991), recomenda a utilização, sempre que possível, de maiores forças axiais, pois essa condição tende a favorecer a formação de uma ferrita refinada, em detrimento da ferrita de Widmanstätten, melhorando a tenacidade da estrutura.
• Taxa de queima: A taxa de queima mede a velocidade de encurtamento das peças, sendo função da velocidade de rotação e da força axial. Maiores forças axiais e menores velocidades de rotação aumentam a taxa de queima das peças, promovendo, devido ao aumento da velocidade de resfriamento, melhores
propriedades mecânicas, com uma microestrutura mais refinada. Visto que, a taxa de queima é função da velocidade de rotação e da forca axial, no processo de soldagem por atrito o parâmetro de entrada é o comprimento de queima, ou encurtamento axial.
2.1.5
Soldagem de diferentes tipos de materiais
Uma das grandes vantagens do processo de soldagem por atrito é que, ao contrário dos processos convencionais de soldagem, que raramente permitem a soldagem de metais dissimilares, nesse processo há a facilidade de soldagem de diferentes pares de materiais. Isso é possível uma vez que na soldagem por atrito não há a fusão do metal de base, garantindo não só uma maior tenacidade da junta, como também, na grande maioria dos casos, propriedades mecânicas superiores às do metal de menor qualidade do par. Um bom exemplo da aplicação desse material é na confecção de válvulas de motores de combustão interna, nas quais a haste é de metal menos nobre do que o do obturador (Figura 2.7).
Quando os pares de materiais apresentarem propriedades mecânicas e plasticidades similares, suas taxas de deformação também são similares. Por conseqüência, a ativação do processo de união das peças também se dará de forma simultânea
Figura 2.7: Foto de diferentes componentes mecânicos fabricados pelo processo de soldagem por atrito.
Atenção especial deve ser dada quando se deseja soldar pares de materiais de propriedades mecânicas bastante diferentes, pois, nesse caso, pode haver tendência de plastificação de apenas um dos materiais. Muitas vezes, esse fenômeno pode ser evitado através da utilização de mecanismos mecânicos que venham a minimizar a plastificação do material menos duro, sendo que alguns desses mecanismos são mencionados por Lebedev e Chernenko (1992). Nesse mesmo trabalho, os autores mencionam os parâmetros de processo utilizados para a soldagem de diferentes pares de materiais com aplicações na indústria como um todo, dos quais podem-se citar:
1. Aço carbono com aço ligas: Utilizado na fabricação de componentes hidráulicos;
2. Aço rápido com aço estrutural: Utilizado na fabricação de ferramentas de usinagem;
3. Diferentes ligas de alumínio: Processo bastante difundido na indústria aeronáutica;
4. Ligas de alumínio com diferentes tipos de aço: Utilizado na fabricação de barras de ânodo de sacrifício;
5. Cobre com ligas de alumínio e diferentes tipos de aço.
A AWS (1991) e a norma DIN (2000) lançaram uma tabela (Figura 2.8) de soldabilidade de diferentes pares de materiais que podem vir a ser unidos pelo processo de soldagem por atrito. Essa tabela serve apenas como orientação inicial, pois caso deseje-se soldar diferentes tipos de materiais é recomendável recorrer à literatura para verificar a real possibilidade de união dos materiais, como também os valores recomendados para força axial e velocidade de rotação. Na ausência de referências, sobre pares de materiais específicos, trabalhos de otimização e desenvolvimento de processo devem ser realizados.
Formação de uma perfeita ligação metálica (em alguns casos é necessário tratamento térmico pós-soldagem).
Podem ser soldados pelo processo de soldagem por atrito, porém não formam uma perfeita ligação metálica.
Figura 2.8: Tabela de soldabilidade de diferentes tipos de metais apresentada pela AWS e DIN.
2.1.6
Variantes do processo de soldagem por atrito
Diferentes variantes surgiram a partir do processo de soldagem por atrito convencional. A primeira variante, já mencionada nesse trabalho, é o processo inercial no qual há a utilização de um volante de inércia para acumulo de energia durante a fase de aceleração, a qual é utilizada quando os dois materiais estão em contato (Figura 2.3).
Uma outra variação, e mais simples, é o processo com rotação contrária (“Counter rotation”). Nesse processo, as duas peças são colocadas para girar, porém uma em sentido contrário ao da outra. Uma grande vantagem desse processo é a possibilidade de se obter maiores velocidades relativas entre as superfícies. Em contrapartida, nesse caso há a
necessidade de que ambas as peças tenham forma cilíndrica e ainda, o equipamento de soldagem nesse processo se torna extremamente mais complexo, dificultando a sua utilização.
O processo conhecido como “Center drive” (Figura 2.9) consiste da utilização de uma peça central girante que irá se unir a duas outras peças de material igual ou diferente da peça central. A grande vantagem desse processo é a possibilidade de soldar peças de comprimento extremamente grande, pois a peça girante possui pequenas dimensões, quando comparada com as outras duas. A desvantagem desse processo é a complexidade do equipamento, o qual, além de ter que aplicar força nos dois sentidos da direção axial, também tem que ter um sistema de controle que permita a aplicação da força de forma igual e simultânea em ambos os pares de superfícies em contato.
No processo em orbital “Orbital friction welding” (Figura 2.10), as duas peças são colocadas a girar no mesmo sentido, havendo, contudo, um deslocamento relativo entre os centros dos eixos. Nesse processo, ao contrário dos anteriores, a região central de uma peça apresenta movimento relativo em relação à outra, fato que promove maior uniformidade na geração de calor ao longo da seção transversal de cada uma das peças a serem unidas. A principal desvantagem desse processo é a excentricidade da peça final.
Outro processo bastante comum é o processo de soldagem por vibração (Figura 2.11), no qual se tem uma peça fixa e uma outra em movimento oscilatório, de tal forma que as duas superfícies tenham movimento relativo transversal. A grande aplicação desse método encontra-se na soldagem de materiais poliméricos.
Para a soldagem de anéis em eixos ou tubos foi desenvolvido o processo radial de soldagem por atrito “Radial friction welding” (Figura 2.12). Nesse processo, o esforço é aplicado de forma uniforme e radialmente no anel, promovendo a união do anel ao eixo ou tubo.
Com o intuito de atender principalmente à indústria aeroespacial, foi desenvolvido o processo conhecido como “Friction stir welding” (Figura 2.13), que é bastante aplicado na soldagem de ligas de alumínio (Su et al., 2003,), (Daves and Hall, 1999). O processo consiste basicamente de um pino girante não consumível de elevada dureza e elevada resistência mecânica a quente em contato com duas chapas metálicas a serem unidas. Ao entrar em contato com as chapas, o pino promove o aquecimento das mesmas, fornecendo a energia necessária para a união das peças. Para que haja a soldagem ao longo de todo o comprimento da chapa, ao mesmo tempo em que há o movimento de rotação do pino, há também o movimento de translação das chapas em relação ao pino.
Figura 2.9: Figura esquemática do processo “Center Drive” (Lebedev and Chernenko, 1992).
Figura 2.10: Figura esquemática do processo de soldagem em orbital (Lebedev and Chernenko, 1992).
Figura 2.11: Figura esquemática do processo de soldagem por vibração (Lebedev and Chernenko, 1992).
Tubo fixo
Suporte
Anel de rotação e compressão
Figura 2.12: Figura esquemática do processo de soldagem por atrito radial.
Figura 2.13: Representção esquemática do processo “Friction Stir Welding”.
Além dos processos de soldagem mencionados nesse item, outros processos também foram desenvolvidos a partir do processo de soldagem por atrito. Em destaque, tem-se os processos de reparo de trincas, dos quais pode-se citar: “Friction Pull Plug Welding” processo recentemente patenteado por Colett e Cantrell (2002); “Friction Hydro Pillar Processing” ou, como usualmente é denominado, reparo de trincas por atrito; e o processo de reparo de trincas por costura, sendo esses dois últimos abordados a seguir.
2.2 Reparo de trincas por atrito
O processo de reparo de trincas por atrito ou “Friction Hydro Pillar Processing – FHPP”, foi desenvolvido em 1990, e patenteado em 1993. Devido ao seu caráter extremamente recente e à limitação de pesquisas devido à sua patente, existem poucos trabalhos na literatura tratando de seu aspecto fenomenológico, das características microestruturais da região de reparo, das propriedades mecânicas da região de reparo ou ainda das potencialidades do processo. Dessa forma, a revisão que segue, a respeito do processo de reparo de trincas por atrito, será baseada em alguns poucos trabalhos disponíveis na literatura.
2.2.1 Aspectos
fenomenológicos
O processo de reparo de trincas por atrito consiste em fazer um furo cilindro ou cônico não passante na região da trinca, e, posteriormente, preenchê-lo com um pino também cilíndrico ou cônico. O pino, aqui denominado de pino de queima, no momento em que entra em contato com o furo, encontra-se com uma elevada velocidade de rotação, sendo aplicada uma força axial sobre mesmo, suficiente para deformar o material do pino.
Fundamentalmente, esse processo difere do processo de soldagem por atrito, pela presença de um consumível (pino de queima). O pino de queima é colocado em rotação em relação ao eixo do furo da chapa a ser reparada. Após atingir a rotação pré-determinada, o mesmo é colocado em contato com o fundo do furo e, então, é iniciada a aplicação da força axial. Devido à aplicação da carga axial e do movimento relativo das superfícies, uma camada contínua de material plastificado é formada. O pino de queima é totalmente plastificado devido ao atrito entre as interfaces do pino e do furo, sendo a região vazia existente entre o pino e o furo preenchida pelo material plastificado do pino.
Thomas e Smith (1997), ao descrever o processo, afirmam que o material plastificado forma infinitas series de superfícies cisalhadas adiabaticamente. Os mesmos autores afirmam que o material plastificado da interface é mantido em um regime suficientemente viscoso, de tal forma, que se tenha um regime de transmissão de força hidrostático. Ou seja, a tensão existente entre o pino e parte inferior do furo é a mesma da existente entre a parede lateral do furo e do material plastificado do pino. No entanto, Meyer (2002), em seu trabalho, sugere que o regime plástico não é suficientemente viscoso de tal forma que haja uma distribuição de forças de forma hidrostática.
Outro aspecto importante a ser mencionado é que, devido às altas temperaturas atingidas pelo pino de queima e devido à intensa deformação plástica, o material plastificado passa por um processo de recristalização dinâmica. Tal fato, juntamente com o curto tempo de
resfriamento, promove o refinamento da microestrutura, resultando numa maior dureza na região preenchida pelo furo em relação ao metal-base.
2.2.2
Influência das geometrias do pino de queima e do furo na qualidade da
região de reparo
Um dos principais aspectos ainda a serem trabalhados no processo de reparo trincas por atrito é a questão geométrica, tanto do pino de queima quanto do furo da chapa de reparo. Sabe-se, que a utilização de pinos e furos, com geometrias mostradas na figura 2.14, tende a formar vazios na região de transição entre o fundo do furo e a sua parede lateral. Estes vazios, além de diminuir a resistência da estrutura pela diminuição de área, constituem pontos propícios para a geração de trincas.
Meyer (2002) em seu trabalho utiliza várias geometrias de furos e pinos. Os pinos utilizados por Meyer eram cilíndricos ou cônicos, com pontas cegas, chanfradas e arredondadas. Ao passo que os furos também eram cilindros ou cônicos, com fundo cego ou arredondado. Foi reportado nesse trabalho que a utilização de pinos cônicos com furos cônicos implicava em um maior aporte de calor na peça, resultando em um maior volume de material aquecido. Tal característica implica em uma menor velocidade de resfriamento, o que leva a uma menor dureza. Outro ponto importante foi a constatação, que para as geometrias utilizadas, a geometria do furo era mais importante que a do pino, pois para o furo com fundo arredondado (Figura 2.15) na realização dos teste sempre houve preenchimento total do furo pelo pino, independente da geometria do pino. O sucesso da utilização desse tipo de geometria de furo se deve à transição suave entre o fundo do furo e a parede lateral do mesmo. Apesar dessa informação fornecer a possibilidade de uma geometria onde se tenha total preenchimento do furo pelo pino, é necessário um maior estudo a respeito do assunto visando a redução dos custos de usinagem de campo, visto que a obtenção de tal geometria em um reparo de campo requer a utilização de ferramentas especiais de usinagem.
Figura 2.14: Geometria convencional utilizada no processo de reparo de trincas por atrito, a qual promove vazios na região de transição entre o fundo do furo e a parede lateral.
Figura 2.15: Geometria de furo com fundo arredondado, que após os testes não apresentou vazios na região de transição entre o fundo do furo e a parede lateral (Meyer, 2002).
2.2.3
Influência das variáveis do processo nas propriedades mecânicas e
microestrutura da região de reparo.
Meyer (2002) em seu trabalho mostrou resultados da influência de velocidade de rotação e da força axial nas propriedades mecânicas da região de reparo. A velocidade de rotação mostrou ter pouca influência nas propriedades mecânicas da peça, pois com o aumento da velocidade de rotação não houve redução significativa de dureza ou de limite de resistência. Foi constatado que a utilização de velocidades de rotação mais elevadas, fato que implica em um maior aporte de calor da peça, leva ao aumento da zona afetada pelo calor (ZAC).
A utilização de uma maior força axial por sua vez leva a uma tendência de aumento de dureza, porém com valores não muito significativos. Com relação à ZAC, devido ao fato de que maiores forças axiais implicam em maiores taxas de queima do pino e, portando, em um menor tempo de aquecimento da peça, isso leva, ao contrário da utilização de maiores velocidades de rotação, a uma ZAC relativamente menor. Foi reportado que a força axial age de forma mais preponderante que a velocidade de rotação, sendo a principal variável a ser trabalhada nesse aspecto.
Também foi observado que como no processo de soldagem por atrito, no processo de reparo de trincas, as propriedades mecânicas da região trabalhada se mostraram superiores às do metal-base e às do pino, demonstrando mais uma vez as potencialidades do processo.
Em termos de microestrutura, todos os ensaios realizados por Meyer em aços API X65 apresentaram as mesmas tendências, que foi a formação de martensita e ferrita com grãos de martensita alinhada na interface entre o pino de queima e o furo. A formação desse tipo de microestrutura se deveu à maior velocidade de resfriamento nessa região. Já a região mais central das peças, com menores velocidades de resfriamento, mostrou uma microestrutura com grãos maiores, com presença de ferrita globular e ferrita acicular, sendo que essa última promove uma melhora significativa na tenacidade da peça.
2.2.4
Reparos por costura
O processo de reparo por costura (“Friction stitch welding”), nada mais é que o próprio processo de reparo de trincas por atrito, no qual o reparo é executado através de uma seqüência de reparos ao longo de uma linha, de tal forma a reparar todo o comprimento de uma trinca (Figura 2.16) (Pinheiro et al., 2001).
Em termos de variáveis de processo, tudo o que se aplica ao processo de reparo de trincas por atrito, também se aplica a esse processo. No entanto, nesse processo existe um efeito adicional da execução de soldas subsequentes, que é a sobreposição de reparos, que leva a uma obtenção de propriedades mecânicas diferentes, em relação ao processamento isolado de um único pino.
Essa diferença nas propriedades mecânicas é devida a uma variável adicional, que é o fenômeno da recristalização dinâmica e estática realizada sob a ação de reaquecimento pelo pino subsequente. Como a primeira região sofreu forte deformação plástica, ao ser aquecida devido à transferência de calor por condução que ocorre durante o reparo da região imediatamente vizinha à primeira região, passará pelo processo de recristalização, fazendo com que haja um crescimento dos grãos e uma possível diminuição de sua tenacidade. Meyer, em seu trabalho, constatou essa alteração de microestrutura e propriedades mecânicas. Contudo, ainda faz-se necessário um estudo mais abrangente dos efeitos desses sucessivos tratamentos térmicos gerados pelos novos preenchimentos sobre a qualidade do reparo como um todo.
Desta forma, justifica-se a construção de uma infra-estrutura capaz de gerar reparos em estruturas com defeitos. Na seqüência do trabalho, apresentam-se os resultados decorrentes desse esforço.
DESENVOLVIMENTO DO EQUIPAMENTO DE
REPARO DE TRINCAS POR ATRITO
Tendo em vista o grau de complexidade do equipamento, denominado de Unidade de Processamento de Pinos por Atrito – UPPA, achou-se mais conveniente dividir a abordagem de seu desenvolvimento em duas partes. A primeira referente ao desenvolvimento do sistema mecânico, e, a segunda, referente ao desenvolvimento eletro-eletrônico do equipamento. Assim, o presente capítulo será dividido em dois subitens, abrangendo essas duas etapas.
3.1 Desenvolvimento dos componentes mecânicos
A Unidade de Processamento de Pinos por Atrito possui três sistemas mecânicos distintos, que são: Conjunto mesa de sustentação – pórtico, cabeça de reparo e unidade hidráulica, sendo os mesmos detalhados a seguir.
3.1.1 Conjunto mesa de sustentação – pórtico
Este conjunto foi desenvolvido com o intuito sustentar a cabeça de reparo e, ainda, fixar a amostra ou peça a ser reparada. Sua estrutura pode ser vista na Figura 3.1.
O pórtico de sustentação da cabeça de reparo foi confeccionado em aço carbono ABNT 1020, e seu projeto foi concebido para suportar uma carga vertical de até 70 KN. Um outro aspecto importante relativo ao pórtico é que o mesmo permite o ajuste da altura da cabeça de reparo em relação à mesa através do reposicionamento da cabeça de solda presa por pinos, conforme mostrado na Figura 3.2 a), permitindo, assim, a inserção de uma mesa deslocamento mono-axial sobre a base do pórtico.
Figura 3.1: Conjunto mesa de sustentação – pórtico e cabeça de reparo
A mesa de sustentação, confeccionada em aço carbono ABNT 1020, possui duas funções propriamente ditas. A primeira de dar sustentação ao pórtico e à chapa de reparo, e a segunda de fornecer alta rigidez ao sistema, minimizando, assim, problemas de vibração. A mesma foi concebida com dimensões tais que permitam a utilização de corpos de prova de até 500 mm de largura, os quais são fixados em um porta amostra através da utilização de uma morsa ou ainda por presilhas de fixação, ilustrado na Figura 3.2 b)
b) a)
Figura 3.2: a) Detalhe do sistema de ajuste de altura do pórtico, b) Mesa de sustentação – Detalhe do local onde será fixada a amostra, ou inserida a mesa de deslocamento mono-axial.
3.1.2 Projeto da Cabeça de Reparo
Dentre todos os componentes projetados e especificados durante a realização do projeto, a cabeça de reparo (Figura 3.3) foi o de maior complexidade, sendo, portanto, este subconjunto a “alma” do projeto. Tal complexidade se deve às elevadas solicitações mecânicas e elevadas velocidades de rotação, às quais o conjunto está submetido, e ainda ao fato de que dois dos sensores utilizados no projeto estão inseridos dentro da cabeça de reparo. Devido a tais características, e a necessidade de se construir uma cabeça de reparo com as menores dimensões possíveis, este conjunto tornou-se o limitante de carga e rotação do sistema.
10 9 8 7 6 5 4 3 2 1
Figura 3.3: Desenho esquemático da cabeça de reparo. 1) Motor hidráulico; 2) Roda dentada; 3) Sensor de rotação; 4) Haste hidráulica; 5) Conexões hidráulicas; 6) Sensor de posição; 7) Cilindro externo; 8) Acoplamento deslizante; 9) Eixo de rotação; 10) Mancais de rolamento.
A cabeça de reparo é constituída de um motor hidráulico que transmite o movimento de rotação para o eixo através de um acoplamento deslizante. O eixo é inserido em uma haste hidráulica vazada. A haste possui movimento de translação na vertical e através dos mancais transmite esse movimento ao eixo. Dessa forma, o eixo passa a possuir os dois movimentos distintos. Na ponta do eixo á acoplado o mandril, no qual é fixado o pino de queima a ser processado. A seguir tem-se uma breve descrição dos principais componentes utilizados na cabeça de reparo, à exceção dos sensores de rotação e posição, que serão descritos no item 3.2.1.
• O motor hidráulico possui potência de 50 KW (65 CV) e velocidade de rotação nominal de 8000 RPM. Devido às suas características construtivas é conhecido como motor de torque constante. O torque fornecido pelo motor depende unicamente da diferença de pressão do fluído hidráulico na entrada e saída do motor. Desta forma, o mesmo pode ser estimado pela equação fornecida pelo fabricante, bastando para isso conhecer a diferença de pressão do fluído hidráulico. • A roda dentada foi inserida ao sistema para que o sensor de rotação fosse capaz de
medir um sinal de freqüência do tipo onda quadrada, que posteriormente é convertido em velocidade de rotação.
• O cilindro externo foi dimensionado para suportar uma pressão interna de 12 MPa (pressão capaz de gerar uma força axial de 70 [KN] no pino de queima. Para efetuar o seu dimensionamento foi utilizado o programa de elementos finitos ANSYS 6.0®. Como critério de aceitação utilizou-se o da tensão máxima equivalente de von Misses. Verificou-se, que para o aço utilizado, (DIN St 52, σy = 370 MPa), obteve-se
um coeficiente de segurança superior a 3 (Figura 3.4).
• Para o dimensionamento da haste hidráulica utilizou-se como dado de entrada uma pressão externa de 12 MPa. Como critério de aceitação novamente utilizou-se o da tensão máxima equivalente de von Misses. Verificou-se que para o aço utilizado (ASTM 4140 σy = 417 MPa), obteve-se uma tensão máxima de 46,5 MPa (figura
3.5).
• O acoplamento utilizado é um acoplamento do tipo deslizante com curso máximo de 45 mm, torque nominal de 45 Nm e torque de pico máximo de 90 Nm.
• O eixo confeccionado em aço ASTM 4140 é apoiado em dois conjuntos de mancais de rolamento, para os quais são transmitidos os esforços axiais e tangenciais. Devido à elevada rotação do sistema (8000 RPM), os rolamentos, para que tivessem uma vida útil satisfatória, ficaram limitados a cargas de no máximo 50 KN axial e 10 KN tangencial, sendo esses os valores máximos de cargas que podem
ser utilizados durante o processamento de pinos. Dessa forma, o valor da carga axial máxima foi reduzido de 70 [KN] para 50 [KN].
Figura 3.4: Análise por elementos finitos das tensões equivalentes de von Misses [MPa] no cilindro externo, quando submetido a uma pressão interna de 12 MPa.
Figura 3.5: Análise das tensões equivalentes de von Misses [MPa] na haste hidráulica, quando submetida a uma pressão externa de 12 MPa.
3.1.3 Unidade Hidráulica
A unidade hidráulica (Figura 3.6) tem por finalidade básica prover energia tanto ao motor hidráulico, quanto à haste hidráulica. Dentre os componentes da unidade hidráulica, pode-se destacar como mais importantes o reservatório de óleo com capacidade de 400 litros, três conjuntos de moto-bombas, e o bloco de válvulas.
Cada conjunto de moto-bomba tem uma finalidade específica. O primeiro conjunto, com potência de 0,75 KW (1 CV), é responsável pela recirculação e filtragem do óleo. O segundo conjunto moto bomba, com potência de 1,5 KW (2 CV), é responsável por fornecer fluído à haste hidráulica com pressão de até 12 MPa, e vazão de 5 litros/min, o que garante uma velocidade máxima de deslocamento da haste de aproximadamente 11 mm/s. O terceiro e último conjunto moto bomba tem potência de 75 KW (100 CV), sendo responsável pelo acionamento do motor hidráulico. A vazão é de até 99 litros/min e pressão máxima da ordem de 35 MPa, o que garante um torque máximo no motor hidráulico de 57 Nm.
O bloco de válvulas possui seis válvulas, sendo três responsáveis pelo controle lógico de pressão e vazão do fluido que aciona o motor hidráulico e três responsáveis pelo controle lógico de pressão e vazão do fluido que aciona a haste hidráulica (Figura 3.7). Ao ser bombeado do reservatório o fluido de acionamento do motor hidráulico passa inicialmente por uma válvula limitadora de pressão (pressão máxima de 35 MPa) com ajuste manual. Posteriormente o fluido passa por uma válvula direcional de arco elétrico (válvula de ventagem), acionada por sinal elétrico digital de 24 Volts. Esta válvula tem por objetivo fazer a recirculação do fluido quando o motor hidráulico não estiver sendo acionado. Finalmente o fluido hidráulico passa por uma válvula direcional proporcional com acionamento por sinal analógico de –10 a 10 Volts. Esta válvula tem por objetivo controlar a vazão de óleo para o motor hidráulico e por conseqüência a velocidade de rotação do motor (a velocidade de rotação do motor é diretamente proporcional à vazão de fluido hidráulico), sendo a sua principal característica o baixíssimo tempo de resposta (abertura de 0 a 100% em 15 ms).
A lógica hidráulica atuante na haste hidráulica (Figura 3.7) é bastante semelhante à vista anteriormente, sendo que neste caso a válvula limitadora de pressão permite um ajuste de pressão máxima de 12 MPa. Já a válvula de ventagem (válvula responsável pela recirculação do óleo quando a moto-bomba está ligada e o sistema – haste hidráulica – não está sendo alimentado de óleo) possui as mesmas características da usada no controle do motor hidráulico, diferenciando apenas pelas dimensões. Finalmente, a terceira válvula é uma válvula direcional proporcional acionada por sinal analógico de –10 a 10 Volts. Esta válvula permite o controle da pressão na haste hidráulica e como conseqüência o controle da força atuante no pino de queima. Esta válvula também permite limitar a vazão máxima de fluido, sendo possível através dela limitar a velocidade máxima de queima do pino (Burn-off rate máximo).
Figura 3.7: Diagrama esquemático da unidade hidráulica. 1) Reservatório; 2) Moto-bomba de acionamento da haste; 3) Válvula limitadora de pressão da haste; 4) Válvula de ventagem da haste; 5) Válvula direcional proporcional de controle da diferença de pressão da haste; 6) Sensores de pressão da haste; 7) Haste hidráulica; 8) Sensor de pressão do Motor hidráulico; 9) Motor Hidráulico; 10) Válvula de ventagem do motor hidráulico; 11) Válvula limitadora de pressão do motor hidráulico; 12) Válvula direcional proporcional de controle de vazão; 13) Moto-bomba de acionamento do motor hidráulico.
3.2 Sistema
elétrico
O sistema elétrico de acionamento do equipamento de reparo de trincas (Figura 3.8) é composto basicamente pelos seguintes componentes:
• Disjuntor elétrico de 350 Ampéres;
• Painel elétrico – alimentado com tensão de 220 [Volts] e corrente máxima de 350 [A]. Em seu interior estão instaladas as fontes de tensão contínua (24 Volts; ± 15 Volts), cartões PID de controle de força axial e velocidade de rotação, cartões lógicos de condicionamento de sinal, relés, potenciômetros e chave estrela-triângulo para partida do motor elétrico de maior potência;
• Três motores elétricos – alimentados a partir do painel elétrico, o primeiro para acionamento da bomba que fornece fluido ao motor hidráulico tem potência de 75 KW (100 CV), sendo sua partida realizada através da chave estrela-triângulo; o segundo motor elétrico, para acionamento da bomba de recirculação de fluido tem, potência de 750 Watts (1 CV), com acionamento direto; o terceiro motor elétrico, para acionamento da bomba que fornece fluido à haste hidráulica, de potência de 1,5 KW (2 CV), também com acionamento direto.
3.3 Sistema de controle
3.3.1 Componentes do sistema de controle
Devido à necessidade de um baixo tempo de resposta do sistema de controle, preferiu-se realizar o controle da UPPA via “hardware” utilizando para isto cartões analógico com algoritmo de controle PID. A figura 3.9 representa o fluxo de informações, transmitido via sinais analógicos do sistema de controle. Os principais componentes do sistema de controle são descritos a seguir.
• Sensor de posição resistivo, curso máximo L = 75 [mm]; alojado na cabeça de reparo do equipamento e alimentado por uma fonte de 6 Volts. Este mede o deslocamento axial do pino de queima, gerando um sinal de saída analógico 0 – 6 Volts, proporcional ao deslocamento do pino;
• Sensor de pressão de diafragma, pressão máxima P = 35 MPa; colocado na linha de retorno de fluido do motor hidráulico alimentado com tensão de 24 Volts. Mede a pressão na linha, gerando um sinal de saída de 0 – 10 Volts, que é proporcional ao torque no motor;
• Sensor de pressão de diafragma, pressão máxima P = 10 MPa; em número de dois, alojados na linha de pressão e retorno da haste hidráulica. Ambos são alimentados com 24 Volts, sendo seus sinais de saída de 0 – 10 Volts. A força atuante na haste é proporcional à diferença entre esses dois sinais;
• Sensor de aproximação, freqüência máxima f = 1 kHz; alojado junto ao eixo à 2 mm de uma roda dentada de 6 dentes, alimentado com 15 Volts. Gera um sinal do tipo onda quadrada de freqüência igual a 6 vezes a freqüência de rotação do eixo e amplitude de 15 Volts;
• Cartões lógicos de condicionamento de sinal (figura 3.10); em número de dois foram desenvolvidos no âmbito desse trabalho, sendo que o primeiro tem a função de converter o sinal de freqüência da rotação em um sinal analógico de 0 – 10 Volts, proporcional à velocidade de rotação do motor. Já o segundo, trata-se de um circuito subtrator, responsável por geral um sinal 0 – 10 Volts, proporcional à diferença entre os sinais dos sensores de pressão alojados na linha de pressão e retorno da haste, que, por conseqüência, é proporcional à força axial no pino de queima;
• Cartão de controle PID da velocidade de rotação; este cartão é responsável pelo controle da velocidade de rotação do pino de queima. É feita uma comparação entre o valor de referência enviado pela CPU e o valor adquirido do cartão lógico de processamento do sinal da velocidade de rotação. A partir do processamento desses
