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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
DESGASTE DE PONTEIRAS DE HASTES SULCADORAS DE SEMEADORAS DE
PLANTIO DIRETO E SUA INFLUÊNCIA NO ESFORÇO DE TRAÇÃO
por
Amauri Cruz Espírito Santo
Tese para obtenção do Título de
Doutor em Engenharia
Porto Alegre, Dezembro de 2005
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DESGASTE DE PONTEIRAS DE HASTES SULCADORAS DE SEMEADORAS DE
PLANTIO DIRETO E SUA INFLUÊNCIA NO ESFORÇO DE TRAÇÃO
por
Amauri Cruz Espírito Santo
Engenheiro Industrial Mecânico
Tese submetida ao Corpo Docente do Programa de Pós-Graduação em Engenharia
Mecânica, PROMEC, da Escola de Engenharia da Universidade Federal do Rio Grande do Sul,
como parte dos requisitos necessários para a obtenção do Título de
Doutor em Engenharia
Área de Concentração: Processos de Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Vilson João Batista – PROMEC/UFRGS
Co-Orientador: Prof. Dr. Antônio Lilles Tavares Machado – DER/FAEM/UFPel
Comissão de Avaliação:
Prof. Dr. Carlos Ricardo Trein – PPGS/UFRGS
Prof. Dr. Joyson Luiz Pacheco – PROMEC/UFRGS
Prof. Dr. Ângelo Vieira dos Reis – DER/FAEM/UFPel
Prof. Dr. Flávio José Lorini
Coordenador do PROMEC
Porto Alegre, 09 de dezembro de 2005.
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MENSAGEM
Nasceste no lar que precisavas,
Vestiste o corpo físico que merecias,
Moras onde melhor Deus te proporcionou, de acordo com teu adiantamento.
Possuis os recursos financeiros coerentes com as tuas necessidades, nem mais, nem
menos, mas o justo para as tuas lutas terrenas.
Teu ambiente de trabalho é o que elegeste espontaneamente para a tua realização.
Teus parentes, amigos são as almas que atraíste, com tua própria afinidade.
Portanto, teu destino está constantemente sob teu controle.
Tu escolhes, recolhes, eleges, atrais, buscas, expulsas, modificas tudo aquilo que te rodeia a
existência.
Teus pensamentos e vontades são a chave de teus atos e atitudes...
São as fontes de atração e repulsão na tua jornada.
Não reclames nem te faças de vítima.
Antes de tudo, analisa e observa.
A mudança está em tuas mãos.
Reprograma tua meta, busca o bem e viverás melhor.
Embora ninguém possa voltar atrás e fazer um novo começo, qualquer um pode começar agora e
fazer um novo fim ".
Chico Xavier
iii
À minha família
iv
AGRADECIMENTOS
Aos meus grandes amigos e orientadores, Prof. Dr. Vilson João Batista e Prof. Dr.
Antônio Lilles Tavares Machado, pelos ensinamentos, dedicação, apoio, confiança e amizade.
A todos os professores do PROMEC, PPGS, PPGEM, PPGP, DESIGN – UFRGS e
PPGS, DEA-FAEM, FEA – UFPEL, pelos ensinamentos e colaboração na realização deste
trabalho.
Aos membros da comissão de avaliação, Prof. Dr. Ângelo Vieira dos Reis, Prof. Dr.
Carlos Ricardo Trein, Prof. Dr. Joyson Luiz Pacheco.
Aos funcionários do PROMEC-GPFAI-UFRGS, em especial Paulo e Carina, pela
valiosa colaboração.
Aos colegas Jankiel Bordignon, Gustavo Meneghello e Sávio Pacheco Mello, pelo
apoio, incentivo e amizade.
Aos alunos e bolsistas André Oldoni, Roger Spagnolo, Hendrigo Silveira, Gerson
Nesso e Gelson Bauer, pelo apoio operacional.
Ao GPFAI-PROMEC-UFRGS, pelo apoio financeiro. À FAPERGS e ao CNPQ pelo
financiamento e concessão das Bolsas de Iniciação Científica. À Indústria de Implementos
Agrícolas Vence Tudo Ltda pela cedência da Semeadora - Adubadora.
À CAPES, pela concessão da bolsa de estudos.
Aos companheiros de lazer, em especial aos praticantes de esportes do Clube
Brilhante, pelos momentos de descontração e amizade.
À minha irmã Anaizi, sempre presente nos momentos marcantes da minha vida.
À minha sogra Ambrosina, pelo belo tempo de convívio amigo e carinhoso.
Aos meus pais Francelino e Thalia, exemplos de amor, dedicação, compreensão,
tolerância e sabedoria. Eterna saudade.
À minha esposa Telma e aos meus filhos Leandro, Alessandro e Fernando, razões da
minha vida, pelo amor, carinho, compreensão e tolerância.
À DEUS.
v
RESUMO
O tempo de vida útil das ponteiras das hastes sulcadoras de adubo tem se constituído
em problema constante aos fabricantes e usuários de semeadoras-adubadoras para plantio direto.
Com o transcorrer das operações de campo, as ferramentas, ao interagirem com o solo, sofrem
desgaste por abrasão provocando a modificação na sua configuração geométrica e, por
conseqüência, no formato do sulco e esforço solicitado ao elemento tracionante, vindo a
comprometer a eficiência da adubação e semeadura.
Pesquisas têm demonstrado que os solos arenosos são os que apresentam maior
abrasividade, entretanto, até o momento, não existem estudos que quantifiquem, passo a passo,
isto é, em pequenas etapas de trabalho, como e onde ocorre o desgaste nestas ferramentas.
O objetivo geral deste trabalho foi quantificar o desgaste de uma ferramenta
comercial construída em Aço SAE 1060, forjado, e outra, de mesma configuração geométrica,
construída em Ferro Fundido Nodular Austemperado (ADI), através da análise de perda de
massa e variação de sua geometria em função das horas trabalhadas, no sentido de estabelecer-se
a vida útil destas ponteiras, operando em solo arenoso. Desta maneira, pretendeu-se verificar a
possibilidade de utilização de um novo material no sentido de prolongar a vida útil desta
ferramenta.
Como forma de propor métodos alternativos para análise do desgaste, foi executada a
avaliação da taxa de desgaste frontal das ferramentas, através da verificação da perda de área
nas diferentes etapas de trabalho.
A partir dos resultados obtidos, especificamente, analisou-se a influência do
desgaste nas forças horizontal e vertical atuantes sobre a ponteira, através de um dispositivo
especialmente projetado e construído para medição destes esforços.
Os resultados permitiram identificar que a ferramenta construída em Aço SAE 1060
teve a sua função comprometida após 10h de trabalho, apresentando desgaste médio de 44,39%,
enquanto que a ponteira fabricada em ADI, no mesmo período, atingiu a taxa de 23,65% de
perda de massa, mostrando uma tendência de vida útil de 17h de trabalho, ou seja, 70% a mais
do que a ponteira original.
Os demais resultados obtidos durante as operações de campo, especialmente o de
análise de esforços, foram considerados satisfatórios, evidenciando-se um aumento na força
horizontal, enquanto que a força vertical não apresentou variação significativa, na medida em
que a ponteira foi apresentado maior desgaste.
vi
ABSTRACT
“WEAR OF FURRW OPENER POINTS OF A PLANTER AND ITS INFLUENCE ON THE
DRAFT FORCE ”.
The useful life of no–till planter’s fertilizer furrow openers became a problem for
manufacturers and users of these machines. With field work, when tools interact with soil, they
suffer abrasion wear, modifying their geometrical configuration, and, therefore, the format of
the furrow and required effort to the tractive element, which compromise the efficiency of these
operation.
Research has shown that sand soils are those presenting greater abrasiveness,
however, until the moment, there are no studies that quantify, step by step, the amount of wear
and its placement at the tool as the work is being done.
The main objective of this work was to quantify the wear of a commercial tool made
of forged SAE 1060 steel, as well as comparing it with another one, with the same geometric
form, made of Austempered Ductille Iron (ADI), through the analysis of loss of mass and
geometry variation in function of the worked hours, seeking to establish their useful life, in sand
soil. The aim was to verify the possibility of use of this new material (ADI) to increase the useful
life of this tool.
In order to consider alternative methods for analyzing the wear of tines, the wear rate
of the front was acessed through by measuring the measurement the projected area loss at
different work stages.
From the results, specifically, the influences of wear on horizontal and vertical
forces on the opener were analyzed with the use of an especially designed device.
The results made it possible to identify that a tool constructed in SAE 1060 steel had
its function compromised after 10h of work, presenting an wear of 44,39%, while the ADI
opener, in the same period, reached 23,65% of loss of mass, showing a trend of useful life of 17h
of work, 70% more than that of the original tine.
The results from the field operations, especially efforts analysis, were considered
satisfactory, proving an increase in horizontal force, while that the vertical force did not present
significant variation, the measure where the furrow openers was presented bigger wear.
vii
ÍNDICE
1. INTRODUÇÃO ................................................................................................................1
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .........................................................................................7
2.1 A Germinação e Emergência das Culturas .......................................................................7
2.2 O Preparo do Solo .............................................................................................................8
2.3 O Plantio Direto .................................................................................................................9
2.4 As Semeadoras-Adubadoras de Plantio Direto ...............................................................10
2.5 O Solo ..............................................................................................................................12
2.6 O Desgaste ......................................................................................................................14
2.7 Os Esforços Atuantes ......................................................................................................27
2.8 Aquisição de Dados .........................................................................................................32
3 MATERIAL E MÉTODOS .............................................................................................34
3.1 Localização e caracterização do solo ..............................................................................34
3.2 Parâmetros de ensaio .......................................................................................................34
3.3 Equipamento ...................................................................................................................35
3.3.1 Hastes e Ponteiras Sulcadoras de Adubo ........................................................................35
3.4 Análises de Campo .........................................................................................................37
3.4.1 Velocidade de Operação .................................................................................................37
3.4.2 Profundidade de operação do sulcador ...........................................................................37
3.4.3 Resistência à Penetração do Solo ....................................................................................39
3.4.4 Análise do Desgaste das Ponteiras Sulcadoras ...............................................................39
3.4.5 Análise dos Esforços de Tração ......................................................................................43
3.4.5.1 Projeto e Construção do Dispositivo de Medição de Esforços ......................................44
3.4.5.2 Montagem do Dispositivo de Medição de Esforços à Semeadora ..................................46
3.4.5.3 Medição dos esforços – Sistema de condicionamento de sinal, aquisição e
armazenamento de dados ..................................................................................................47
3.4.5.4 Calibração Estática do Dispositivo de Medição de Esforços ...........................................47
3.5 Análise das Propriedades Físicas do Solo ........................................................................49
3.5.1 Textura dos Solos .............................................................................................................49
3.5.2 Teor de Água do Solo .......................................................................................................50
3.5.3 Densidade do solo ............................................................................................................50
3.5.4 Consistência .....................................................................................................................50
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO .....................................................................................51
4.1 Propriedades Físicas dos Solos .......................................................................................51
viii
4.2 Resistência à Penetração dos Solos .................................................................................52
4.3 Desgaste das Ponteiras Sulcadoras ...................................................................................54
4.3.1 Desgaste em massa ...........................................................................................................54
4.3.2 Desgaste em área – Método fotográfico (2D) ..................................................................58
4.3.3 Desgaste em área − Método 3D .......................................................................................62
4.4 Análise dos Esforços de Tração .......................................................................................65
4.4.1 Calibração do Dispositivo de Medição de Esforços ........................................................65
4. 4.1.1 Calibração do Canal Vertical ...........................................................................................65
4.4.1.2 Calibração dos Canais Horizontais ...................................................................................67
4.4.1.3 Calibração Simultânea dos Canais Horizontais e Vertical ...............................................68
4.4.2 Análise e Determinação das Forças Horizontal e Vertical atuantes na Ponteira .................70
5 CONCLUSÕES ...............................................................................................................76
6 SUGESTÕES DE CONTINUIDADE ............................................................................. 77
7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .............................................................................78
APÊNDICES ...................................................... ..........................................................................84
LISTA DE SÍMBOLOS
A1 ponteira ADI posicionada na linha 1 da semeadora-adubadora
A3 ponteira ADI posicionada na linha 3 da semeadora-adubadora
A6 ponteira ADI posicionada na linha 6 da semeadora-adubadora
A8 ponteira ADI posicionada na linha 8 da semeadora-adubadora
S2 ponteira de Aço SAE 1060 posicionada na linha 2 da semeadora-adubadora
S4 ponteira de Aço SAE 1060 posicionada na linha 4 da semeadora-adubadora
S7 ponteira de Aço SAE 1060 posicionada na linha 7 da semeadora-adubadora
S9 ponteira de Aço SAE 1060 posicionada na linha 9 da semeadora-adubadora
FH
P
força horizontal atuante sobre a ponteira sulcadora (N)
FV
P
força vertical atuante sobre a ponteira sulcadora (N)
RH resultante das respostas das células de carga verticais (N)
FV resposta da célula de carga horizontal (N)
FHs resposta da célula de carga vertical (s) (N)
FHi, resposta da célula de carga vertical (i) (N)
FV
x
componente horizontal da resposta da célula de carga horizontal (N)
FV
y
componente vertical da resposta da célula de carga horizontal (N)
FHs
x
componente horizontal da resposta da célula de carga (s) (N)
Fhi
x
componente horizontal da resposta da célula de carga (i) (N)
FHs
y
componente vertical da resposta da célula de carga (s) (N)
Fhi
y
componente vertical da resposta da célula de carga (i) (N)
α ângulo de inclinação da haste sulcadora ( º )
ix
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 3.1 − Conjunto Trator – Semeadora - Adubadora utilizado no ensaio .............................35
Figura 3.2 − Haste e ponteira sulcadora removível utilizada no ensaio ......................................36
Figura 3.3 − Configuração geométrica da ponteira sulcadora .....................................................37
Figura 3.4 − Mecanismo de regulagem da profundidade de operação do sulcador .....................38
Figura 3.5 − Método de verificação da profundidade do sulco ....................................................38
Figura 3.6 − Seqüência de moldagem das ponteiras em alginato .................................................42
Figura 3.7 − Exemplo de superfície digitalizada através do Digimill a partir da ponteira em
gesso .........................................................................................................................43
Figura 3.8 − Exemplo de célula de carga “shear beam” utilizada no dispositivo de medição de
esforços ....................................................................................................................44
Figura 3.9 − Dispositivo de medição de esforços das ponteiras sulcadoras de adubo ................45
Figura 3.10 − Dispositivo de medição de esforços das ponteiras das hastes sulcadoras
projetado em SolidWorks .....................................................................................45
Figura 3.11 − Montagem do dispositivo para medição de esforços .............................................46
Figura 3.12 − Condicionador de sinais e microcomputador utilizados na aquisição
dos esforços .............................................................................................................47
Figura 3.13 − Detalhamento da montagem utilizada para calibração dos canais das células
de carga ...................................................................................................................48
Figura 4.1 − Gráfico comparativo da resistência à penetração dos Solos 1, 2 e 3 .......................53
Figura 4.2 − Gráfico representativo da resistência à penetração do Solo 4 .................................54
Figura 4.3 – Curvas de ajuste da tendência de desgaste, em massa, das ponteiras de
Aço SAE 1060, forjado e ADI, em função das etapas de trabalho ..........................57
Figura 4.4 − Curvas de ajuste linear da tendência de desgaste, em massa, das ponteiras
de Aço SAE 1060, forjado e ADI, em função das etapas de trabalho ......................58
Figura 4.5 – Curvas de ajuste da tendência de desgaste da área frontal das ponteiras de
Aço SAE 1060, forjado e ADI, em função das etapas de trabalho –
Método Fotográfico .................................................................................................61
Figura 4.6 − Curvas de ajuste linear da tendência de desgaste da área frontal das
ponteiras de Aço SAE 1060, forjado e ADI, em função das etapas
de trabalho – Método Fotográfico ............................................................................62
x
xi
Figura 4.7 − Curva de ajuste linear da tendência de desgaste da área frontal das
ponteiras de ADI, em função das etapas de trabalho − Método Digimill ................63
Figura 4.8 − Gráfico comparativo das curvas de ajuste da tendência de desgaste da área
frontal da ponteira A3, estabelecidas a partir dos métodos 2D e 3D .......................64
Figura 4.9 – Montagem para calibração vertical do dispositivo de medição ...............................65
Figura 4.10 – Curva de calibração da força vertical em função da carga aplicada
(dispositivo submetido somente à carregamento vertical) ......................................66
Figura 4.11 – Montagem para calibração dos canais horizontais do dispositivo de medição ......67
Figura 4.12 - Curva de calibração da resultante horizontal em função da carga
aplicada (dispositivo submetido somente à carregamento horizontal) ...................68
Figura 4.13 – Montagem para calibração dos canais horizontais e vertical com o
dispositivo de medição montado na posição de operação (inclinação de 15º) .......69
Figura 4.14 – Média das respostas do canal vertical X componente carga aplicada (sen 15º) .....69
Figura 4.15 – Média da resultante das respostas dos canais horizontais X componente
da carga aplicada (cos 15º) .....................................................................................70
Figura 4.16 − Representação esquemática das forças atuantes ....................................................70
Figura 4.17 - Registro da medição das forças atuantes nas células de carga do dispositivo de
medição de esforços, em uma repetição realizada durante as etapas de ensaio ......72
Figura 4.18 − Curvas de ajuste da tendência das forças horizontal e vertical atuantes
na ponteira sulcadora .............................................................................................74
xii
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 3.1 − Composição química (%) do Aço utilizado nas ponteiras sulcadoras comerciais ...36
Tabela 3.2 − Composição química (%) do material de constituição das ponteiras fabricadas em
ADI ...........................................................................................................................36
Tabela 4.1 – Atributos físicos para caracterização dos solos estudados .......................................51
Tabela 4.2 – Análise granulométrica da fração areia (kg.kg
-1
) dos solos utilizados nas etapas
de ensaios de desgaste das ponteiras sulcadoras − Solos 1, 2 e 3 ............................52
Tabela 4.3 – Valores médios da resistência à penetração e teor de água (θ) obtidos
durante os ensaios de desgaste das ponteiras (solos 1, 2 e 3) e
ensaio de tração (solo 4) .........................................................................................53
Tabela 4.4 – Evolução da perda de massa e desgaste percentual das ponteiras
construídas em Aço SAE 1060, forjado, por etapa de trabalho ...............................55
Tabela 4.5 – Evolução da perda de massa e desgaste percentual, por etapa de trabalho,
das ponteiras construídas em ADI ...........................................................................56
Tabela 4.6 − Evolução da perda de área e desgaste percentual frontal, por etapa de trabalho,
das ponteiras construídas em Aço SAE 1060, forjado – Método Fotográfico ........59
Tabela 4.7 – Evolução da perda de área e desgaste percentual frontal, por etapa de trabalho,
das ponteiras construídas em ADI – Método Fotográfico .......................................60
Tabela 4.8 – Evolução do desgaste percentual frontal, por etapa de trabalho,
da ponteira construídas em ADI-A3 – Método Digimill .........................................63
Tabela 4.9 − Forças horizontal e vertical numa ponteira sulcadora de adubo
em diferentes estágios de desgaste, operando com ângulo de inclinação
da haste sulcadora de 15º em um Planossolo ...........................................................74
xiii
1. INTRODUÇÃO
Desde os tempos mais remotos o homem procurou desenvolver e aprimorar as
técnicas para implantação de culturas, especialmente as referentes ao cultivo de cereais.
A idéia que se tinha, mormente a partir do século XVIII, é que a produção agrícola
estava relacionada diretamente com a mobilização do solo e que quanto maior o volume
mobilizado, maior a produtividade. Hoje, comprovadamente, verifica-se que se pode atingir
excelentes índices de qualidade e produtividade agrícola sem o excesso de mobilização, apesar
do solo apresentar-se muitas vezes comprometido quanto aos seus aspectos físicos,
principalmente pela ação decorrente da utilização inadequada e errônea de máquinas,
implementos e tratores cada vez maiores e mais pesados.
O preparo do solo realizado de forma inadequada pode gerar graves e irreversíveis
conseqüências. A utilização de equipamentos, tais como o arado, grade e enxada rotativa, resolve
o problema da compactação do solo nas camadas superficiais, porém, na maioria dos casos, a
transfere para camadas mais profundas, logo abaixo da linha de ação dos órgãos ativos dos
mesmos, gerando a denominada compactação subsuperficial (conhecida também como soleira,
pé de arado ou pé de grade). Além disso, a ação excessiva nas operações de preparo, eleva de
forma significativa os custos operacionais [Machado et al., 2005].
Diante da competitividade e de um mercado cada vez mais exigente, os fabricantes
de máquinas e equipamentos agrícolas buscam incessantemente novas técnicas para poder fazer
frente ao rápido avanço tecnológico. Em contrapartida, o produtor rural, cada vez mais
informado e informatizado e, por conseqüência, mais exigente na busca de qualidade e
produtividade, procura no gerenciamento de seu negócio, em especial nas máquinas agrícolas,
controlar as variáveis no custo de produção que poderão representar a diferença entre o lucro ou
prejuízo nas operações de campo.
No Brasil, somente partir da década de 70, deu-se o início do desenvolvimento de
uma nova técnica para cultivo de grãos, com preparo ou mobilização mínima de solo, que viria
ser conhecida como Plantio Direto (PD) ou Plantio Direto na Palha (PDP).
De acordo com a Federação Brasileira de Plantio Direto na Palha, 2005, a área de PD
no Brasil, em 2004, atingiu aproximadamente 22 milhões de hectares.
Comparativamente com a agricultura convencional, os avanços foram altamente
significativos, considerando-se que o PD iniciou no Brasil no início da década de 70, enquanto
que a agricultura convencional é praticada há mais de cinco séculos. A adoção da prática de
semeadura em sistema de plantio direto tem sido intensificada e largamente difundida na
agricultura nacional pelas inúmeras vantagens que o sistema oferece tanto de ordem econômica
1
quanto ambiental (ecológica), destacando-se a diminuição dos custos de produção, o aumento na
produtividade, o controle da erosão e o melhor aproveitamento da água do solo.
Uma vez que as despesas com a adubação e semeadura constituem-se em uma porção
significativa dos custos de produção, independente da cultura a ser implantada, a racionalização
e o desempenho operacional das máquinas envolvidas tem sido um desafio constante.
As semeadoras-adubadoras para plantio direto, pelas operações múltiplas, ou seja,
mobilização do solo, adubação, semeadura e acabamento superficial do solo, se destinguem pelo
preparo mínimo com operações de cultivo conjugadas. Eram compostas basicamente por um
disco de corte de palha e por um conjunto de dois sulcadores de discos duplos, o primeiro para
deposição de fertilizante e o segundo para deposição de sementes. [Siqueira et al., 2002].
Atualmente, as semeadoras encontram-se equipadas com hastes ou facões sulcadores
dispostos nas linhas de plantio, os quais tem a função de mobilizar o solo na faixa ou linha e são
desenvolvidas para operação até 15cm de profundidade. Normalmente, as hastes são ferramentas
com superfícies de formatos variados, constituídas de ponteiras sulcadoras removíveis em sua
extremidade, cuja função é romper o solo. Apresentam maiores capacidades de penetração em
relação aos discos duplos, especialmente como alternativa para romper a camada superficial em
solos mais compactados [Siqueira et al., 2002].
Portanto, o projeto adequado dessas máquinas e seus mecanismos sulcadores, requer
uma série de observações e estudos envolvendo variáveis de solo e de operação.
O desempenho da haste depende de vários fatores, tais como velocidade de operação,
condições de solo (textura, densidade, teor de umidade e resistência à penetração), da adesão
solo-metal e das características da haste e ponteira sulcadora [Araújo et al., 2001]. Neste sentido,
a ponteira sulcadora por se constituir no principal elemento de mobilização do solo e, por
conseguinte, responsável pela formação do sulco, reveste-se de significativa importância na
qualidade e produtividade agrícola, estando seu desempenho vinculado, principalmente, à sua
configuração geométrica e, por via de conseqüência, em função da ação abrasiva do solo, ao
material de constituição. Além disso, variações de geometria podem significar alterações ou
exigências nos esforços de tração e, portanto, reflexos nos custos operacionais.
Sob o ponto de vista fisiológico, a germinação é um fenômeno no qual a semente sai
do repouso e entra em atividade metabólica através de uma seqüência de eventos influenciada
por fatores externos (ambientais) e internos (dormência, inibidores e ou promotores da
germinação), os quais podem atuar por si ou em interação com os demais. Em síntese, em função
das condições externas e internas, ocorrerá o crescimento do embrião e, por conseqüência, a
germinação [Saraia et al, 1998].
2
O conhecimento de como os fatores ambientais influenciam a germinação das
sementes é de extrema importância. A maximização da taxa de produtividade, velocidade e
uniformidade de germinação podem ser controlados e manipulados por esses fatores, dentre os
quais, citam-se como principais: a luz, a temperatura, a água e o oxigênio.
Dentre os fatores externos, a água é o fator que mais influencia o processo de
germinação. Com a absorção de água, por embebição, ocorre a reidratação dos tecidos,
resultando no fornecimento de energia e nutrientes necessários. Porém, o excesso de umidade
provoca, em geral, decréscimo na germinação, devido ao impedimento da penetração de
oxigênio e conseqüente redução de todo o processo metabólico resultante [Saraia et al, 1998].
Além da umidade, temperatura, disponibilidade de oxigênio e a luminosidade,
durante o processo de germinação da semente é importante que as raízes explorem o maior
volume de solo, de modo que a planta se desenvolva em boas condições .
Desta forma, o preparo da área a ser cultivada reveste-se de significativa importância
na produtividade agrícola não só pela de ação de conservação do solo e da água, como também
para propiciar condições favoráveis ao desenvolvimento do sistema radicular das culturas,
mantendo os níveis de matéria orgânica do solo. O sistema de preparo do solo exige, portanto,
uma análise criteriosa, pois que influenciando a maioria das propriedades físicas do solo, afeta os
processos biológicos e condiciona o estabelecimento, o desenvolvimento e a produção das
plantas cultivadas. Além disto, o preparo do solo representa um dos mais importantes
componentes do custo de produção.
As características do solo, o clima, a pluviosidade da região, a espécie a ser cultivada
são parâmetros preponderantes na tomada de decisão quanto ao sistema de preparo do solo a ser
utilizado.
De acordo com Boller, 2001, convencionou-se generalizar a denominação dos
sistemas de preparo do solo em convencional e conservacionista. O sistema convencional de
preparo se caracteriza pela intensa mobilização e desagregação da camada superficial do solo,
predispondo-o à erosão. Em função do tipo de solo, clima e cultura, também fatores como
compactação, ausência de cobertura vegetal, ação de chuvas de alta intensidade, podem
contribuir para a rápida desagregação do solo, dando origem à erosão, redução da matéria
orgânica e, consequentemente, perdas de seus nutrientes. Além de atentar contra a conservação
do solo, este sistema, em virtude do número excessivo de operações a que o solo é submetido,
caracteriza-se pelo elevado consumo de energia e demanda de tempo por unidade de área
trabalhada, por utilizar operações de preparo primário (arados e grades pesadas) seguidas por
uma ou mais operações de preparo secundário.
3
Já no sistema denominado conservacionista (preparo mínimo ou reduzido), ocorre
menor mobilização de solo, resultando em maior proteção contra a erosão e redução das perdas
de água. Além disto, em virtude do menor número de operações, comparado com o
convencional, promove a diminuição dos custos de produção. Por outro lado, sistemas de
preparo que mantenham restos culturais, total ou parcialmente, sobre a superfície e que
favoreçam a porosidade em valores elevados são adequados para a conservação do solo. Este
sistema tem no plantio direto, a modalidade de manejo considerada de excelência, especialmente
em áreas destinadas às pastagens e às culturas produtoras de grãos. Os demais sistemas de
preparo deverão ficar cada vez mais restritos às condições de clima, solo e culturas que impeçam
o plantio direto ou, então, na prática de sistematização ou de restauração de terreno
eventualmente utilizado, por vários anos de manejo sem preparo [Boller, 2001].
Desta forma, a utilização do sistema de plantio direto apresenta-se como excelente
alternativa para diminuir a mobilização e degradação do solo, mantendo ou aumentando os
níveis de matéria orgânica, melhorando os níveis de fertilidade, reduzindo os custos de operação
(através das estratégias de manejo e racionalização no uso de máquinas de preparo). Neste, os
mecanismos responsáveis pela mobilização do solo, ou seja, os sulcadores das semeadoras
necessitam abrir o sulco para deposição do adubo e semente, em solos normalmente mais
adensados e com grande quantidade de cobertura vegetal.
Aspectos como a distribuição, a profundidade e a cobertura das sementes devem ser
observadas, por representarem fatores de influência na germinação e emergência das plântulas e,
por conseguinte, garantia de uma semeadura eficiente com conseqüente redução nas perdas de
produção agrícola.
A profundidade de semeadura tem influência significativa na germinação e
emergência da cultura. Sementes colocadas fora da profundidade recomendada podem não
germinar ou as plântulas podem não chegar à superfície, gerando falhas na distribuição de
plantas na linha. Os desvios na profundidade de abertura do sulco em relação à profundidade
recomendada pode afetar a uniformidade de distribuição longitudinal de plantas [Reis e
Forcellini, 2002a].
Evidencia-se, desta forma, que a adequada formação do sulco durante a operação de
semeadura representa um fator de significativa importância, pois que, influenciando diretamente
na ação dos agentes externos, contribui na qualidade e produtividade da lavoura, estando
diretamente ligado ao bom desempenho do mecanismo sulcador.
4
As semeadoras-adubadoras para plantio direto, diferenciam-se basicamente das
semeadoras convencionais, através do mecanismo sulcador que é do tipo haste ou facão
[Machado et al, 2005].
Segundo Reis e Forcellini, 2002a, o desempenho de uma semeadora quanto à
garantia da correta profundidade de semeadura pode ser afetada pelos seguintes fatores: tipo de
mecanismo sulcador (o desempenho de sulcadores do tipo haste e do tipo discos variam em
função da classe de solo e umidade); mecanismo limitador de profundidade e velocidade de
deslocamento.
Além das vantagens de economia de tempo e ganhos em energia despendida, os
equipamentos de hastes são aqueles que proporcionam as melhores condições para caracterizar
um sistema de preparo conservacionista do solo [Boller, 2001]. Nestes, a ação do sulcador
permite, corretamente, a deposição do adubo em profundidade maior que a semente, além de
proporcionar a abertura do sulco também em solos com adensamento superficial ou baixo teor de
umidade na superfície. Assim sendo, mesmo onde a compactação superficial se constitui em
forte restrição, como por exemplo, em solos com altos teores de argila, a utilização deste sistema
tem se generalizado como alternativa para romper tal compactação [Siqueira, 2002].
Porém, estas ferramentas, por serem capazes de mobilizar o solo em maiores
profundidades do que as do tipo discos duplos, além de proporcionarem maior atrito com o solo,
normalmente exigem maiores esforços de tração e, por conseqüência, tratores de maiores
potências.
O projeto adequado da haste e da ponteira sulcadora de uma semeadora-adubadora
de plantio direto, quer seja relacionado a sua configuração geométrica, ou ao seu material
constituinte, pode melhorar significativamente a necessidade de potência requerida na barra de
tração do trator, proporcionando maior economia de combustível, durabilidade dos
equipamentos, qualidade de semeadura, menor mobilização e maior conservação do solo. Além
disto, peças projetadas inadequadamente requerem maior manutenção e reposição, contribuindo
para o aumento do custo operacional.
As ponteiras dos sulcadores por representarem as partes ativas e responsáveis diretas
pela mobilização do solo, estão sujeitas ao desgaste por abrasão. Neste sentido, a ação do atrito
com as partículas duras do solo, origina o desprendimento de material de sua superfície [Reis e
Forcellini, 2002]. Como conseqüência, com o transcorrer das operações de campo, apresentam
modificações em sua configuração geométrica, podendo comprometer o formato do sulco.
Por essa razão, ponteiras projetadas inadequadamente são levadas a um número
elevado de substituições. Esse procedimento torna-se dispendioso, pois, além da quantidade de
5
ferramentas utilizadas, demanda em tempo de reposição que poderia ser utilizado em trabalho
efetivo.
Surge, então, a necessidade de se avaliar experimentalmente este desgaste e adequar
soluções para o problema. E, para uma ideal avaliação, se faz necessário a realização dos ensaios
em condições operacionais de campo, de forma a se obter a real vida útil destas ponteiras.
Dentre os fatores de influência no desgaste por abrasão das ponteiras sulcadoras, é
importante considerar: no solo, a textura e o teor de água; na ferramenta, o tipo geral e específico
do material, caracterizados pela composição química, resistência mecânica, resistência à
propagação de fissuras, suscetibilidade aos tratamentos térmicos, de forma a atender os objetivos
principais de tenacidade e resistência ao desgaste; no sistema de abrasão, a pressão na superfície
de contato, a velocidade e duração do contato.
Entende-se, portanto que a seleção de materiais, bem como o estudo dos esforços
atuantes é de suma importância para garantir uma vida útil satisfatória nas ponteiras das hastes
sulcadoras das semeadoras de plantio direto.
O objetivo geral deste trabalho é quantificar o desgaste de ponteiras constituintes de
hastes sulcadoras de semeadoras de plantio direto, analisando sua perda de massa e modificação
de sua geometria em função das horas trabalhadas, no sentido de estabelecer-se a vida útil da
ferramenta numa condição de solo abrasivo (arenoso), avaliando a influência deste desgaste nos
esforços de tração.
Como objetivos específicos, neste trabalho, pretende-se:
a) Quantificar e comparar o desgaste de Ponteiras Sulcadoras de Adubo de mesma
configuração geométrica e construídas respectivamente de Aço SAE 1060, forjado e Ferro
Fundido Nodular Austemperado (ADI), através da análise da perda de massa e variação
geométrica, em função das horas trabalhadas;
b) Avaliar a taxa de desgaste frontal da ferramenta, através da análise da perda de
área , em diferentes etapas de trabalho.
b) Projetar e construir um dispositivo especial para obtenção das forças atuantes
sobre a ponteira;
d) Analisar a influência do desgaste no esforço de tração.
6
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 A Germinação e Emergência das Culturas
Segundo Saraia et al., 1998, a germinação é um fenômeno biológico considerado
pelos botânicos como a retomada do crescimento do embrião, com o subseqüente rompimento do
tegumento pela radícula. Entretanto, para os tecnólogos de sementes, a germinação é definida
como a emergência e o desenvolvimento das estruturas essenciais do embrião, manifestando a
sua capacidade para dar origem a uma plântula normal, sob condições ambientais favoráveis.
Em síntese, tendo-se uma semente viável, em repouso, por quiescência ou
dormência, quando são satisfeitas uma série de condições externas (do ambiente) como
luminosidade, temperatura, disponibilidade de água e oxigênio e, internas (intrínsecas do
indivíduo), correrá o crescimento do embrião, o qual conduzirá à germinação. Cada fator pode
atuar por si ou em interação com os demais.
De acordo com Hartmann e Kester, 1971, o fator fundamental, na fase de
germinação, é a umidade disponível, sem a qual o processo não se inicia. A temperatura,
disponibilidade de oxigênio e luminosidade também são importantes e, freqüentemente, o
começo do processo é determinado pela interação desses fatores.
A velocidade de absorção de água varia com a espécie, com o número de poros
distribuídos sobre a superfície do tegumento, disponibilidade de água, temperatura, pressão
hidrostática, área de contato semente/água, forças intermoleculares, composição química e
qualidade fisiológica da semente. O movimento da água para o interior da semente é devido
tanto ao processo de capilaridade quanto de difusão e ocorre no sentido do maior para o menor
potencial hídrico. Assim sendo, a embebição é essencialmente um processo físico relacionado às
características de permeabilidade do tegumento e das propriedades dos colóides que constituem
as sementes, cuja hidratação é uma de suas primeiras conseqüências [Saraia et al., 1998].
De acordo com Pellegrini et al., 2002, a semente, quando semeada muito
profundamente pode esgotar suas reservas a fim de alcançar a superfície vindo a não emergir. A
profundidade de semeadura está diretamente ligada ao grau de compactação do solo. A
compactação leva ao aumento da densidade do solo, aumento da resistência à penetração
radicular, redução da infiltração, redução da aeração, alteração do fluxo de água e calor,
disponibilidade de água e nutrientes [Negi et al., 1980; Arvidson e Hakansson, 1991].
Os diferentes sistemas de cultivo do solo buscam dar boas condições de
desenvolvimento à planta, possibilitando na fase de geminação um íntimo contato da semente
com o solo, permitindo ainda, que no desenvolvimento da cultura, as raízes explorem maior
7
volume de solo. Neste sentido, o sistema de plantio direto surgiu como uma técnica eficiente,
além de contribuir para o controle da erosão, quando comparado com o sistema convencional.
[EMBRAPA, 2004].
2.2 O Preparo do Solo
De acordo com Boller, 2001, o preparo do solo é definido como um conjunto de
operações agrícolas que envolvem a mobilização da camada arável (onde se desenvolve a maior
fração do sistema radicular das plantas), promovendo o seu rompimento em torrões (agregados)
de tamanho adequado, assim como a mistura ou a incorporação de material vegetal ou não,
encontrado na superfície. Já Machado et al. 2005, salientam que a mobilização do solo surge da
necessidade que se tem de se dar condições, as mais próximas das ideais, para que a cultura que
se deseja implantar venha a desenvolver-se adequadamente. O preparo do solo está relacionado
com a sustentabilidade da agricultura, pois influencia a maioria das propriedades físicas do solo,
afeta os processos biológicos e condiciona o estabelecimento, o desenvolvimento e a produção
das plantas cultivadas. Para dar condições de produtividade a uma espécie vegetal, os sistemas
de preparo têm de facilitar a conservação do solo e da água, criar condições que estimulem o
desenvolvimento do sistema radicular das culturas e ainda manter níveis favoráveis de matéria
orgânica do solo.
O preparo do solo pode ser decisivo para a produtividade das plantas cultivadas,
dependendo do grau de sensibilidade destas às condições de solo. Na prática, com o advento da
moto-mecanização no Brasil, observou-se que antes da implantação da maioria das culturas, os
agricultores, baseados em recomendações técnicas provenientes de regiões onde o níveis de
precipitação pluvial são mais amenos do que aquelas observadas na maioria das regiões agrícolas
do Brasil, utilizavam sistemas de preparo que se caracterizavam pela intensa mobilização e
desagregação da camada superficial do solo, predispondo-o à rápida degradação e à erosão.
O manejo do solo quando realizado com um número excessivo de operações ou
quando feito com implementos e condições de solo inadequadas, normalmente provoca a
degradação física e química do solo, com conseqüente ocorrência de erosão, que leva a perdas
quantitativas e qualitativas de solo.
Os fatores que causam a degradação do solo agem de forma conjunta e a importância
relativa de cada um varia com as circunstâncias do clima, do próprio solo e das culturas. Entre os
principais, destacam-se: a compactação, a ausência da cobertura vegetal do solo, a ação das
chuvas de alta intensidade, o uso de áreas inaptas para culturas anuais e o preparo do solo com
excessiva mobilização.
8
A matéria orgânica é, em grande parte, responsável pela capacidade de troca
catiônica (CTC) e pela estabilidade das características físicas dos solos, ou seja, agregados
estáveis, relação adequada entre macro e microporos, retenção de água, e outros, os quais por sua
vez afetam direta, ou indiretamente, a produtividade. [EMBRAPA, 2004].
Denomina-se sistema convencional a todas as modalidades que utilizam operações
de preparo primário com inversão parcial das camadas do solo e conseqüente incorporação dos
resíduos (normalmente este mantém menos de 5% da superfície do solo coberta com resíduos),
através de arados ou grades pesadas, seguidas por uma ou mais operações de preparo secundário.
Além de atentarem contra a conservação do solo, os sistemas de preparo convencional
caracterizam-se pelo elevado consumo de energia e demanda de tempo por unidade de área. Em
outras palavras, sistemas de preparo convencional apresentam inconvenientes do ponto de vista
da sustentabilidade econômica e ambiental. Em virtude disso, vem sendo desenvolvidos sistemas
de preparo do solo alternativos, buscando reduzir os custos de produção e proteger melhor o solo
contra a erosão. Sistemas de preparo do solo constituídos por um número menor de operações do
que o sistema convencional e que mobilizam menor volume de solo são denominados de preparo
mínimo ou preparo reduzido. Estes promovem maior rugosidade superficial e porosidade do solo
do que o convencional, aumentando a capacidade de armazenamento de água e reduzindo os
riscos de formação de uma crosta superficial após chuvas intensas [Boller, 2001].
2.3 O Plantio Direto
A partir da tomada de consciência de que o preparo convencional estava acelerando o
desgaste do solo, foram desenvolvidos novos sistemas de preparo que levam em conta as
características do solo, a pluviosidade da região e a disponibilidade de máquinas e equipamentos
nas propriedades rurais. Por outro lado, sistemas de preparo que mantenham restos culturais,
total ou parcialmente, sobre a superfície e que favoreçam a porosidade em valores elevados são
adequados para a conservação do solo. Esses sistemas, denominados conservacionistas,
apresentam no plantio direto, onde ocorre a menor mobilização do solo possível, a modalidade
de manejo considerada de excelência. Cabe, portanto, enfatizar que a grande tendência para o
manejo do solo, em áreas destinadas à pastagens e à culturas produtoras de grãos, é o plantio
direto. Os demais sistemas de preparo deverão ficar cada vez mais restritos à condições de clima,
solo e culturas impeditivas ao plantio direto, cabendo-lhes, ainda, o papel de sistematização do
terreno ou de prática “restauradora” de algumas situações eventualmente decorrentes dos anos de
manejo sem preparo [Boller, 2001]
9
O sistema chamado “plantio direto” é a melhor alternativa para reverter a situação de
degradação gerada pelo cultivo convencional. Como vantagens pode-se dizer que ele tende a
diminuir a erosão, manter ou aumentar a quantidade de matéria orgânica, melhorando os níveis
de fertilidade do solo, proporcionar a redução dos custos de produção (menor desgaste de
tratores e maior economia de combustível, em razão da ausência das operações de preparo),
permitir a melhor racionalização no uso de máquinas, implementos e equipamentos,
possibilitando que as diferentes culturas sejam implantadas nas épocas recomendadas e,
finalmente, proporcionar estabilidade na produção e melhoria de vida do produtor rural e da
sociedade [EMBRAPA, 2004].
O plantio direto, poderá contribuir significativamente na qualidade e produtividade
da lavoura, pois envolve a consideração das relações de interação entre os nutrientes, o solo, o
clima, a planta, a atmosfera e todos os organismos presentes no sistema. Entende-se que o solo
permanece coberto com resíduos de culturas anteriores ou de adubos verdes, e que a maior parte
dessa cobertura permanece na superfície do solo depois do plantio [Mion et al., 2002].
Segundo Boller, 2001, o preparo conservacionista tem sido definido como qualquer
sistema que reduz as perdas de solo ou água, quando comparado com o preparo convencional.
Isso é obtido por meio de palha na superfície do solo e através da manutenção da rugosidade
superficial em níveis elevados, ou até mesmo pela combinação de ambas as situações.
Especialistas em Ciência do Solo estabeleceram que a diferença fundamental entre preparo
convencional e preparo conservacionista é a percentagem da superfície do solo que permanece
coberta com resíduos após a semeadura. Qualquer sistema de preparo e semeadura que permita a
manutenção de, no mínimo, 30% da superfície do solo coberta com resíduos após a implantação
das culturas é considerado conservacionista. Destacam, ainda que, 30% da superfície do solo
coberta com resíduos proporciona 60% de redução nas perdas do solo por erosão. Verifica-se
que, além das vantagens de economia de tempo e de energia que oportunizam, os equipamentos
de hastes são aqueles que proporcionam as melhores condições para caracterizar um sistema de
preparo conservacionista do solo.
2.4 As Semeadoras-Adubadoras de Plantio Direto
De acordo com Machado et al, 2005, o ato de semear visa colocar, no solo, uma
determinada quantidade de sementes, de maneira que a cultura implantada apresente as melhores
condições de desenvolvimento e produtividade. Para que isto ocorra, é necessário seguir as
recomendações agronômicas, principalmente no que se refere à densidade, espaçamento e
profundidade de deposição das sementes.
10
Pode-se definir a semeadora como sendo a máquina agrícola cuja função é colocar,
no solo, os mais variados tipos de sementes, dentro da densidade, espaçamento e profundidade
recomendados para o pleno desenvolvimento produtivo da cultura de maneira que as sementes
não sejam danificadas.
As semeadoras utilizadas em plantio direto eram compostas basicamente por um
disco de corte de palha e por um conjunto de dois sulcadores de discos duplos, o primeiro para
deposição de fertilizante e o segundo para deposição de sementes. Em função da tendência
natural à acomodação da superfície dos solos na semeadura direta e da ocorrência de
compactação nos solos argilosos, notadamente quando manejados com teores inadequados de
água, em conseqüência do curto período disponível entre a colheita de uma cultura e a
semeadura subseqüente, passou-se a empregar as hastes como mecanismos sulcadores de
fertilizantes nas semeadoras de plantio direto. Estas hastes também chamadas de facões, são
ferramentas de formatos variados constituídas de ponteiras em sua extremidade, cuja função é
cortar e penetrar no solo. Promovem um sulco com profundidade maior do que os discos duplos,
com conseqüente aumento na mobilização do solo, nos esforços de tração e na exigência de
potência dos tratores. Porém, estes efeitos negativos podem ser minimizados através de projeto
adequado das hastes e ponteiras sulcadoras, proporcionando a redução na exigência de potência
e, consequentemente, menor consumo de óleo diesel por hectare, bem como, menos solo
desprotegido e menor área de solo revolvida, resultando, assim, em maior rentabilidade e maior
conservação do solo [Siqueira et al., 2002].
Segundo Machado et al, 2005, as máquinas para plantio direto, diferenciam-se das
máquinas para semeadura convencional, basicamente, pelo seu mecanismo sulcador. Como esse
sistema prevê a semeadura sem o trabalho inicial de preparo do solo, as semeadoras necessitam
abrir o sulco para deposição da semente, estando o terreno mais adensado e com grande
quantidade de cobertura vegetal. Portanto, nestas máquinas, o sulcador deve apresentar boa
eficiência não só na conformação do sulco, como também em relação a sua capacidade de
trabalho em condições de solo com elevada cobertura vegetal e maior densidade.
Atualmente, questionamentos sobre o melhor método de implantação do sistema de
semeadura direta são freqüentes, principalmente quanto ao sulco produzido pela semeadora-
adubadora, em relação à profundidade e área de solo mobilizada. Estudos também vêm sendo
realizados para determinar a melhor forma de disposição de fertilizantes no sistema de
semeadura direta, ao lado ou na linha de semeadura e, nesse caso, em que profundidade isto
ocorre [ Herzog et al., 2004].
11
A melhor haste é aquela que consegue penetrar com facilidade no solo mais
compactado superficialmente, exigindo pouca força de tração e movimentando o solo no sulco o
mínimo possível. O desempenho da haste depende de vários fatores, tais como velocidade de
operação, posição em relação aos demais sulcadores da semeadora, condições de solo
(densidade, teor de umidade e resistência à penetração), nível de aderência do solo e das
características geométricas da própria haste (forma). Observações realizadas pelo Instituto
Agronômico do Paraná (IAPAR) mostraram que hastes com ângulo de ataque (ângulo entre a
superfície superior da ponteira e a horizontal) de 20° e espessura máxima de ponteira de 20mm
têm apresentado bons resultados [Araújo et al., 2001].
De acordo com Reis e Forcellini, 2002a, a germinação e a emergência da cultura é
afetada pela profundidade de semeadura. A profundidade de semeadura também afeta a
uniformidade de distribuição longitudinal de plantas, pois considerando-se que uma semente
colocada fora da profundidade recomendada (tanto acima quanto abaixo) pode não germinar ou a
plântula pode não chegar a superfície, gera-se uma falha na distribuição de plantas na linha. O
erro de profundidade reflete, portanto, os desvios na profundidade de abertura do sulco em
relação à profundidade recomendada/regulada na semeadora. Além disso, com a racionalização
da escolha da profundidade de trabalho, pode-se economizar potência do trator e, portanto,
combustível [Siqueira et al., 2002].
O desempenho de uma semeadora quanto à garantia da correta profundidade de
semeadura pode ser afetada pelos seguintes fatores: (a) tipo de mecanismo sulcador (o
desempenho de sulcadores do tipo facão e do tipo discos variam em função da classe de solo e
umidade); (b) mecanismo limitador de profundidade; e (c) velocidade de deslocamento [Reis e
Forcellini, 2002a].
Siqueira et al, 2002, avaliando hastes sulcadoras utilizadas no plantio direto no
Brasil, observou que em função da maior profundidade de trabalho, os efeitos da deficiência de
água para germinação e emergência de plantas são menores durante veranicos, como constatou-
se em propriedades acompanhadas pelo IAPAR e ITAIPU BINACIONAL, onde lavouras
semeadas com semeadoras que utilizavam hastes sulcadoras tiveram emergência de plantas
superior à semeadura feita com semeadoras que utilizavam discos duplos.
2.5 O Solo
A dinâmica do solo procura correlacionar aspectos na interface máquina-solo, ou
seja, utilizar as ferramentas da mecânica do solo em conjunto com parâmetros de projeto de
máquinas agrícolas, com o objetivo de modelar o processo, e, desta forma, prever a maneira de
como ocorrerá esta inter-relação [Machado, 2001].
12
Para projetar uma ferramenta de preparo do solo, teoricamente, são necessárias
técnicas mecânicas para determinar a melhor geometria e desempenho da ferramenta. Os
critérios para a obtenção destas duas condições, podem incluir a identificação do esforço de
tração necessário, o volume de solo rompido, a maneira como a ferramenta desloca-se sobre o
solo e as forças que atuam sobre a mesma, entre outros [McKyes,1978].
A importância do conhecimento do teor de água do solo, no momento da realização
dos trabalhos de campo, está relacionado à influência que este fator exerce sobre a maioria dos
atributos físicos, químicos e biológicos do solo, tais como: densidade, espaço aéreo,
compactação, resistência ao corte e penetração, consistência, forças de sucção, cor, processos
químicos e bioquímicos, atividade microbiana, assim como, sobre o crescimento e
desenvolvimento das plantas. É uma propriedade das mais dinâmicas e depende do clima, da
profundidade do solo e das condições físicas do perfil, principalmente àquelas relacionadas à
infiltração e deslocamento de água través das camadas do solo [Pauletto, 1997].
Segundo Silva et al., 2003, a faixa de consistência adequada do solo que deve ser
trabalhada é a da friabilidade, a qual fica entre o limite de plasticidade e o limite de contração.
Estudos revelam que, quando os demais fatores mantêm-se constantes, a umidade é que governa
a quantidade de deformação que pode ocorrer no solo. Assim, estando o solo mais seco, maior
será a sua capacidade de suporte de carga e menor a probabilidade de compactação. Portanto, o
conhecimento da consistência do solo antes das operações é fundamental para um manejo
adequado.
A compactação do solo pode ser avaliada por métodos visuais, subjetivos e
grosseiros (sulcos de erosão, fendas nos rastros dos rodados, crostas superficiais, restos de
resíduos não decompostos, raízes mal formadas, sistema radicular raso e espalhado, falhas
localizadas de germinação, plantas com tamanhos menores que o padrão, emergência lenta de
plântula, coloração deficiente, sintomas de carência de N e P e toxidez de Mn), métodos precisos
(densidade, percentagem de macroporos, taxa de difusão de oxigênio, condutividade hidráulica
saturada) e métodos intermediários (avaliação da resistência à penetração do solo, utilizando
Penetrômetros e Penetrógrafos). [Lanças, 2002]
A resistência à penetração é um indicador intermediário de compactação, não sendo
uma medida física direta das condições do solo, pois é muito variável em função de outros
fatores, principalmente como o teor de água e o tipo de solo. Apesar das limitações, a resistência
à penetração é freqüentemente usada para a indicação comparativa de compactação em solos do
mesmo tipo e mesmo teor de água, devido a facilidade e rapidez na qual numerosas medidas
13
podem ser realizadas. Os resultados são normalmente expressos em termos de força por unidade
de área do cone (kPa ou kgf.cm
-2
) [Lanças, 2002].
A consistência do solo é definida como as manifestações das forças de coesão e
adesão atuando sobre a massa do solo. Essas manifestações influem em propriedades como
dureza ou tenacidade, friabilidade, plasticidade e pegajosidade, podendo indicar a tendência do
solo em aderir a outros corpos como, por exemplo, as máquinas e equipamentos agrícolas. Assim
o conhecimento dos limites e dos estados de consistência do solo é de grande valia na tomada de
decisões como, por exemplo, a condição de umidade ideal do solo para realização das operações
agrícolas [Silva et al., 2003].
O solo, quando considerado como um corpo rígido, rompe-se através do
cisalhamento, podendo este processo acontecer através do corte puro, da compressão
(propagação da tensão de compressão) ou devido a ambos. Em função do tipo de ferramenta que
penetra no solo e dependendo da sua umidade e compactação, haverá predominância de um ou
outro tipo de ruptura [Lanças, 2002].
2.6 O Desgaste
A avaliação e a previsão correta da durabilidade de peças de corte do solo são fatores
decisivos para a operação apropriada das máquinas agrícolas (Owsiak, 1999).
Segundo Bhole e Yu, 1992, o desgaste abrasivo é o que melhor descreve a remoção
de material de uma superfície sólida pela ação do solo. A fricção ou o deslizamento entre duas
superfícies rugosas de diferentes durezas provoca a retirada de material da mais macia, sem que
haja a posterior adesão deste à outra superfície de maior dureza, ou seja, a ação do atrito do solo
sobre as ferramentas de preparo (ponteiras sulcadoras), origina o desgaste desta última, sendo
que o material removido não adere às partículas do solo.
De acordo com Gill e Vanden Berg, 1968; Kepner et al., 1972, a pressão na
superfície, o tempo de duração e a velocidade do contato são fatores importantes no desgaste por
abrasão. Além disto, propriedades e características dos materiais constituintes das ferramentas,
como a sua composição química e, consequentemente, sua resistência mecânica, resistência à
propagação de fissuras, dureza e aptidão aos tratamentos térmicos devem ser considerados. Da
mesma forma, no solo, a textura e o teor de água presente, revestem-se de significativa
importância.
Segundo Reis & Forcellini, 2002, as propriedades físicas, mecânicas, elétricas,
químicas, térmicas e nucleares, bem como fatores diversos como a fabricação, disponibilidade
presente e futura, limitações de tamanho e tolerâncias, variabilidade do material, custos, meio
14
ambiente a que estarão sujeitos, acabamentos requeridos, reciclagem e poluição ambiental e
certificações, são importantes e decisivas na seleção de um material. Essa complexidade é
agravada pelo elevado número de materiais disponíveis.
Segundo Owsiak, 1997, o desgaste de uma ferramenta de corte do solo depende das
condições do solo, dos fatores operacionais e das características da ferramenta. Salienta que na
prática da pesquisa, é muito difícil cobrir simultaneamente todos os fatores de influência e que,
geralmente, somente os efeitos de alguns fatores são investigados, com valores fixados para
outros. Resumidamente, considera-se que o desgaste das ferramentas de corte do solo é
influenciado pelos seguintes fatores:
• composição química do aço e de seu tratamento térmico (que são
importantes para a resistência ao desgaste abrasivo do material da ferramenta);
• tipo do solo (sua composição física e química que afetam as propriedades
abrasivas do solo);
• grau de compactação do solo e atributos que determinam um complexo de
propriedades físicas/mecânicas do solo (porosidade, densidade, índice de cone), que
variam em conseqüência da compactação;
• profundidade da operação da ferramenta;
• distância percorrida; e
• localização da parte desgastada na ferramenta.
O desempenho dos implementos operando no solo é influenciado, decisivamente,
pela ação do atrito entre eles e, consequentemente, se reveste de extrema importância tendo em
vista as vastas quantidades de solo que são movidas anualmente nas operações agrícolas e de
engenharia civil [Stafford & Tanner, 1976].
As características de fricção do solo no aço influenciam o desempenho dos
implementos em três maneiras. Primeiramente, o desgaste se constitui num problema tanto no
equipamento de preparo do solo como no cultivo devido à natureza abrasiva de muitos solos
[Richardson, 1967]. Em segundo lugar, a força exigida para separar ou mover o solo não só
depende das propriedades físicas do solo, mas também do atrito solo/implemento [Hettiaratchi et
al., 1966]. Finalmente, a magnitude do atrito de natureza interna do solo estabelece o grau de
abrasividade do solo na interface [Stafford & Tanner, 1976].
Vem a ser possível o cultivo dos solos quando as condições físicas (como o índice de
umidade) são favoráveis proporcionando valores mais baixos na resistência de atrito. A
probabilidade de distúrbio e compactação, naturalmente, limitará a escala de condições físicas
em cima das quais o cultivo pode ser praticado [Stafford & Tanner, 1976].
15
O carregamento estático de uma porção de solo sobre um plano metálico é
semelhante ao carregamento de dois planos metálicos em conjunto, isto é, o contato ocorre nos
pontos discretos onde as partículas do solo se encontram com a aspereza da superfície do metal.
Entretanto, ao contrário do contato metal com metal, quando a carga é aumentada as partículas
do solo arranjam-se novamente sem que haja uma deformação significativa e até mesmo
desprezível, de partículas individuais. Quando a porção de solo fica mais densa, um número
maior de partículas contata o metal produzindo uma carga extra [Stafford & Tanner, 1976].
A concentração de líquido (normalmente água) além de incrementar a interface de
atrito, resulta num aumento na adesão devido à tensão superficial [Fountaine, 1954]. Quando um
esforço tangencial é aplicado, este é resistido tanto pelo atrito como pela adesão. Conforme
Machado, 2001, a relação entre a tensão máxima de cisalhamento ( τ ) e a tensão normal ( σ )
pode ser descrita por uma reta, obtendo-se um gráfico τ = f(α), expressa pela equação proposta
por Coulomb em 1776, a qual é:
τ = C + σ tan α
Onde C é a componente de coesão e α o ângulo de atrito interno do solo.
Por analogia com o deslizamento mútuo de dois materiais sólidos, poder-se-ia
esperar que a força de atrito poderia ser independente da área de contato aparente entre o solo e a
superfície do sólido, mas que poderia ser determinada, em parte, pela micro-aspereza da
superfície do solo [Butterfield & Andrawes, 1972]. Por esta razão, a força de atrito,
supostamente, varia com densidade aparente úmida [Stafford & Tanner, 1976].
Segundo Stafford & Tanner, 1976, a força de atrito, supostamente, varia com
densidade úmida. A variação do comportamento do atrito com o conteúdo de umidade do solo
foi observado experimentalmente por alguns pesquisadores. Nichols, 1931, definiu três regimes
do comportamento do atrito entre os estados de friabilidade e saturado. Com menor conteúdo de
água, a força de atrito é baixa porque a adesão é zero sendo esta devida, somente, pela tensão
normal e o ângulo de atrito solo-metal. Com maior teor de água no solo, a adesão transforma-se
significativamente e a força de atrito aumenta. Conforme aproximação do grau de saturação, a
água presente na interface tem um efeito lubrificante e a fricção diminui [Ashburner e Sims,
1984].
A força de fricção entre duas superfícies de deslizamento rígidas secas (sem
lubrificação), geralmente diminui com o aumento da velocidade, sobre uma escala muito grande
de velocidades. Nenhum mecanismo satisfatório foi proposto para o efeito da velocidade,
embora, em velocidades deslizantes muito elevadas, a diminuição na fricção pode ser explicada
pelo efeito da fusão da superfície na área de contato [Tabor, 1967].
16
Comportamento semelhante é exibido pelo metal deslizando no solo, embora existam
poucas provas experimentais. Nikiforov & Bedrun, 1965, demonstraram experimentalmente para
um solo que a força de atrito é reduzida por um fator de dois quando a velocidade de
deslizamento é aumentada de 1-5m.s
-1
. O comportamento de fricção na extremidade mais
elevada desta escala de velocidade pode ser explicado para solos úmidos por um mecanismo da
lubrificação. Entretanto, Payne, 1956, bem como Rowe & Barnes, 1961, não encontraram
variação na fricção com a velocidade em solos variando desde muito arenosos até elevados
conteúdos de argila.
De acordo com Fernandes et al., 2002, o estudo dos mecanismos de desgaste dos
materiais utilizados em implementos agrícolas é fundamental para a otimização na escolha dos
mesmos e para a previsão da durabilidade de um equipamento. Estudaram o desgaste de
implementos agrícolas, através de simulação em laboratório, em 3 tipos de implementos e 4 tipos
de solos. A metodologia empregada foi a construção de um equipamento de teste no qual a
ferramenta se atritava com o solo durante 8 horas, correspondendo uma utilização em campo por
48.000 metros. A variável mensurada foi o desgaste dos corpos de prova, obtido através da
porcentagem de peso perdida durante o ensaio. Este sistema mecânico permitiu a realização dos
ensaios com variação da velocidade de avanço da ferramenta, compactação do solo e sua
variabilidade. Os tipos de solos testados foram: Arenoso (região de Bauru); Franco arenoso
(região de Pederneiras); Franco Argiloso (região de Guaxupé); e Terra Roxa Estruturada (região
de Pirassununga). Os implementos testados foram: relha do arado de aiveca; ponteira de
escarificador e ponteira da haste do subsolador. Observaram que os solos Arenoso e solo Franco
Arenoso, respectivamente, foram os solos que mais desgastaram os corpos de prova submetidos
aos ensaios e, dentre estes, o primeiro resultou em um desgaste mais acentuado. Já os solos,
Terra Roxa Estruturada e Franco Argiloso, respectivamente, ocasionaram os menores desgastes
e, dentre estes, o primeiro provocou um desgaste menor. Verificaram, através do comparativo
entre a média aritmética das taxas de desgaste dos corpos de prova e as porcentagens de areia e
argila contidas em cada tipo cada solo, que a taxa de desgaste média aumenta com a
porcentagem de areia dos solos, bem como, inversamente, diminui com a porcentagem de argila.
Concluíram, assim, que taxa de desgaste é diretamente proporcional a porcentagem de areia de
um solo e inversamente à porcentagem de argila. Concluíram, também, que o corpo de prova
representativo do implemento agrícola, escarificador, apresentou o maior desgaste de todos. Já a
aiveca, o menor desgaste dos implementos.
17
A areia é formada principalmente por sílica (SiO
2
), que apresenta uma dureza da
ordem de 750kg.mm
-2
, que é bastante alta, mesmo quando comparada com a dos aços
[Rabinowicz, 1995].
Testar em laboratório, através de dispositivos previamente construídos é o mais
comum, onde a areia é aplicada como o abrasivo. Uma desvantagem destes métodos é a
diminuição na habilidade abrasiva do meio, por causa da desintegração dos grãos de quartzo. Sua
estrutura natural é destruída dentro de um tempo muito curto. Estas desvantagens podem ser
evitadas conduzindo as pesquisas em testes de campo. A maioria das pesquisas foram
focalizadas em determinar a resistência de desgaste e a análise da distribuição do desgaste em
ferramentas em formas de cunha. Pouco trabalho foi feito no desgaste de outras ferramentas de
corte do solo. As investigações complexas são necessárias para permitir a determinação do
desgaste e seleção de novos materiais, quer seja em laboratório ou em campo [Owsiak, 1997].
Fergunson et al., 1998, ao analisar solos altamente abrasivos da Austrália,
concluiram que ferramentas de preparo de solo trabalhando em solos secos desgastam-se 4,25
vezes mais rápido do que em solos úmidos e que o conteúdo de pedra e cascalho são fatores
importantíssimos e significativos no desgaste destas ferramentas.
O desgaste por abrasão e, neste caso em especial o que ocorre na ferramenta
sulcadora no trabalho com o solo, é um fenômeno difícil de quantificar. De acordo com Ashby,
1992, essa quantificação é dificultada em função de que o desgaste refere-se à superfície do
material e não a sua massa, envolvendo interações entre os dois materiais e não propriedades de
apenas um.
Dentre as diversas propriedades, a dureza dos aços dá um bom exemplo dessa
dificuldade, pois não se correlaciona bem com a resistência ao desgaste [Gill & Berg, 1968]. Em
aços com médio teor de carbono, as taxas de desgaste mais baixas foram encontradas para
durezas entre 44 e 48 Rockwell C (Rc). Para durezas maiores ou menores, o desgaste aumentou
[Kepner et al., 1972]. Mesmo quando o aumento da dureza traz consigo um aumento da
resistência ao desgaste (aços liga), esse aumento não é tão grande quanto era de se esperar, pois o
aumento da resistência ao desgaste, no geral, é de apenas 1/3 do aumento da dureza
[Rabinowicz, 1995, Owsiak, 1997].
De uma maneira geral, um aumento do teor de carbono ou do elemento liga nos aços
é mais efetivo que o aumento na dureza no controle de desgaste [Gill & Berg; 1968, Kepner et
al., 1972].
Um dos fatores mais importantes que afetam a resistência à abrasão é a
microestrutura do material abrasado. Isto pode ser relacionado a sua dureza, a qual indica a
18
resistência de um material ao risco (sulco), por uma partícula abrasiva. Geralmente, quanto
maior a penetração abrasiva mais alta é a taxa de desgaste [Archard, 1960].
Isto promove a interpretação de que a resistência ao desgaste pode ser melhorada por
um aumento de dureza do material. Porém, a dureza inicial, em função da microestrutura do
material, pode mudar em serviço [Dommarco et al., 2001].
O desgaste por abrasão ocorre quando as rugosidades de um corpo contata e corta a
superfície de um segundo corpo mais macio em movimento relativo, removendo material por
microsulcos e microfraturas. A magnitude do desgaste depende de vários fatores, como: pressão
de contato; velocidade; temperatura; umidade; dureza e resistência ao desgaste por abrasão do
material; geometria da superfície exposta à abrasão, etc. Devido ao grande número de possíveis
combinações de fatores de influência, o desgaste por abrasão freqüentemente é dividido em
diferentes categorias, de acordo com as condições sob as quais ele ocorre [Gates, 1994].
O desgaste de peças de máquinas agrícolas que trabalham no solo é causado pela
fricção que resulta dos fenômenos complexos, onde nem as contribuições de fenômenos
individuais nem suas interações são sabidas. As formas das ferramentas projetadas para o
trabalho no solo são desenvolvidas empiricamente e não há nenhuma teoria formalizada das
interações que ocorrem. Embora um relacionamento linear seja encontrado entre a dureza do aço
e sua resistência ao desgaste, isto pode ser usado somente para metais ou ligas puras com
microestruturas idênticas [Owsiak, 1997].
Hebda & Wachal (1980), estudando o comportamento de aços com microestruturas
diferentes (usuais, fundidos, temperados e revenidos), verificaram que, apesar da dureza igual, a
resistência ao desgaste foi diferente. Consequentemente, para comparar o desgaste de aços de
diferentes composições químicas, tratamentos térmicos e microestruturas, é necessário a
execução de testes para a determinação da resistência ao desgaste [Owsiak, 1997].
Estudos realizados por Reis & Forcellini, [2002], para a seleção de materiais de
ponteiras de escarificadores resistentes ao desgaste, com o auxílio das Cartas de Seleção de
Materiais propostas por Ashby, 1992, considerando comparativamente o custo relativo dos
materiais com a sua rigidez, resistência mecânica e resistência ao desgaste, mostraram serem os
aços com médio teor de carbono, aços com alto teor de carbono, aços fundidos, aços nitretados e
nylons, os materiais mais indicados para a fabricação destas ponteiras.
Com o fim de estabelecer as condições de operação do escarificador, fixaram valores
para os principais atributos no uso das Cartas de Seleção de Materiais, quais sejam: área de
contato do solo com a ferramenta, pressão de contato entre a ferramenta e o solo e distância
percorrida.
19
Observando visualmente o desgaste apresentado por ponteiras de escarificadores
após operações de campo, verificaram que o solo não atua de forma uniforme sobre toda a
superfície da ponteira e que a sua parte inferior, onde se encontra o gume, é a mais afetada pelo
solo. Esse fato também foi observado por Fergunson et al., 1998. Sendo assim, numa tentativa de
expressar mais corretamente o efeito do solo sobre a ponteira, consideraram apenas essa área,
compreendida pelos vértices a, b, c, d, e da fig. 1, de área A
abcde
=0,0021m
2
.
60 mm
226 mm
a
bc
d
e
Figura 1. Vista frontal de uma ponteira estreita reversível típica.
Consideraram um escarificador hipotético com apenas uma haste operando a uma
profundidade de 30cm (a máxima para a escarificação), velocidade de 8km.h
-1
e estimaram uma
força de tração D
30cm
=12,1kN.
A pressão de contato (P) entre o solo e a ferramenta foi obtida, admitindo-se uma
distribuição uniforme de esforços, através da relação D
30cm /
A
abcde
. Assim, P=5,8MN.m
-2
.
A distância percorrida pela ponteira durante a sua vida útil foi arbitrariamente fixada
em 833km, 1.667km e 3.333km, correspondendo ao trabalho em áreas de 25, 50 e 100ha,
respectivamente, com espaçamento de 0,3m entre passadas. Esse procedimento foi adotado em
função da indisponibilidade de dados reais de durabilidade desse componente. Os três valores
escolhidos permitiram uma simulação dos parâmetros necessários à utilização das Cartas de
Seleção.
Uma forma de caracterizar a resistência ao desgaste de uma superfície é utilizar a
constante de desgaste de Archard, K
A
(m
2
.MN
-1
ou MPa
-1
), definida pela equação abaixo
[Ashby, 1992]:
K
A
=W / A X P
onde,
W - a taxa de desgaste, m
3
m
-1
;
A - área de superfície de contato, m
2
;
P - a pressão de contato entre as superfícies, MN.m
-2
.
Nesse caso, W é fixada pelo projetista em função da durabilidade pretendida para o
componente. Em seus estudos, fixaram quatro níveis de desgaste para a ponteira do escarificador
20
(10, 20, 30 e 40 % do volume sob A
abcde
, com espessura de 0,01m) a fim de simular diversas
condições de utilização do equipamento. Quando analisados em conjunto com as distâncias
percorridas fornecem os valores de K
A
utilizados na Carta de seleção de materiais.
A partir, então da Carta de Seleção de Materiais 16 –Taxa de desgaste x Pressão de
contato, apresentada na figura 2, descrevem os valores dos parâmetros simulados (distância,
perda de volume e constante de desgaste de Archard), através das linhas tracejadas, sendo as
regiões de seleção de materiais identificadas pelas flechas.
Concluíram que existe um grande número de materiais que podem satisfazer os
requisitos de projeto. Aqueles que atendem as condições mínimas (distância de 833km e 40% de
perda de volume) são: aços doces, aços inoxidáveis, aços com teores de médio a alto de carbono,
aços ferramenta, aços fundidos, aços nitretados, bronzes, nylons, materiais compostos, HDPE
(polietileno de alta densidade), PTFE (teflon puro e estruturado).
Considerando condições extremas de operação (3.333km de distância e apenas 10%
de perda de volume), os materiais reduzem-se a: aços fundidos, bronzes, aços nitretados, nylons,
materiais compostos, HDPE, PTFE (teflon estruturado).
10 E-12
10 E-13
10 E-14
10 E-15
10 E-16
10 E-17
10 E-11
10 E-10
10 E-18
10 E-8
W / A = 10 E-9
10 E-7
10 E-6
10 E-5
10 E-4
10 E-3
8,3 * 10 E-13
5 * 10 E-14
10
100 1000 100005,7
Pressão de Contato. P ( MN / m )
2
T
a
x
a
d
e
D
e
s
g
a
s
t
e
N
o
r
m
a
liz
a
d
a
,
K
a
=
W
/
A
P
(
m
/
N
)
2
Teflon
LPDE
T
er
m
op
l
a
ti
c
o
s
n
e
s
tr
u
t
ur
a
do
s
HDPE
Teflon
estruturado
Nylon
Filed
Thermosets
Poliamidas
estruturadas
Bronzes
Aços
fundidos
Aços
nitretados
Aços
ferramenta
Diamante
Aços
médio C
Aço
inoxidáveis
Aço doce
Cobre
Ligas Al
Intervalo de Ka
para P<<Pmax
Aumento de Ka a medida que
P aproxima-se de Pmax
Pressão de contato
máxima, Pmax
Aç
o
s
a
l
t
o
C
Polímeros de
Engenharia
Materiais
Compostos
Ligas
metálicas
Cerâmicas de
Engenharia
Taxa de desgaste - Máxima
pressão de desgaste
1
2
3
4
5
6
Figura 2. Carta 16 –Taxa de desgaste x Pressão de contato [Ashby,1992].
21
Legenda:1.Termoplásticos estruturados; 2.Cemented carbides; 3.Al
2
O
3
; 4.Si
3
N
4
;
5.SiC; 6.Sialons
Valores simulados de K
A
(---), P (⎯) e W/A (...)
Reis & Forcellini, 2002b, ainda acrescentam que o uso da Carta de Seleção de
Materiais 16 [Ashby, 1992], para o projeto de ferramentas que trabalhem no solo, como é o caso
da ponteira, deve ser feito com cuidado, pois a escolha de materiais como o bronze, ferro doce,
teflon, por terem resistência à abrasão do solo reconhecidamente baixa, indica que, com esse
método, o projetista pode ser levado ao erro. O principal inconveniente parece advir do fato da
Carta 16 considerar que todos os materiais citados são atritados sobre uma superfície de aço
seca. Nessas condições, além de poder surgir o desgaste adesivo, que não é o predominante entre
o solo e a ferramenta, as partículas formadas pelo desgaste acabam sendo quebradas e
arredondadas, tendo diminuído, assim, o seu poder abrasivo. O mesmo não ocorre na interface
solo-ferramenta, onde novas partículas (solo) se apresentam à ferramenta a cada instante.
Evidencia-se, portanto, a necessidade de se validar experimentalmente os parâmetros
utilizados na Carta 16 no caso de ferramentas que trabalhem no solo, principalmente a constante
de Archard (K
A
) e a taxa de desgaste (W).
Nesse caso, W além de ser fixada pelo projetista em função da durabilidade
pretendida para o componente, deverá ser mensurada a partir do desgaste ocorrido na ferramenta
nos ensaios de campo, verificando-se desta maneira, a validade da Carta de Seleção de Materiais
16 de Ashby, 1992, através comparativo entre os valores simulados (teóricos) e os efetivos
(experimentais) de K
A,
P e W/A.
A taxa de desgaste (W) pode ser determinada através da variação da massa e/ou pela
variação da configuração geométrica da ferramenta (variação volumétrica). Desta forma, pode-se
correlacionar e/ou comparar a ação abrasiva do solo e estabelecer a durabilidade da ferramenta
em cada caso.
Assim como no trabalho de Reis & Forcellini, 2002b, empregando as Cartas de
Seleção de Materiais, partindo de valores teóricos e do pressuposto que há independência dos
três fatores de especificação no projeto de um componente (requisitos funcionais, parâmetros
geométricos e propriedades do material), no presente estudo, partir-se-á de dados obtidos
experimentalmente e da uniformização dos fatores de projeto das ponteiras no que concerne aos
requisitos funcionais e parâmetros geométricos, de modo a estabelecer, da mesma forma, que a
performance da ferramenta pode ser descrita apenas pelas características do material.
Assim, ela pode ser expressa como um critério de desempenho (mínima massa,
mínimo volume, máxima rigidez, etc.). Nesse trabalho, o critério de desempenho é o da máxima
22
vida ou mínimo desgaste. O pressuposto da independência dos fatores de projeto traz uma grande
simplificação, pois as performances dos fatores funcionais e geométricos são otimizadas com a
maximização do fator material, [Back & Forcellini, 1997, apud Reis & Forcellini, 2002b]. Esse
conjunto de ações é conhecido como método do índice de desempenho. O procedimento para
maximizar o índice de desempenho, tanto para o assunto presente como para outros, encontra-se
bem detalhado em Ashby, 1992.
Os materiais resultantes da triagem feita na seleção inicial apresentada por Reis &
Forcellini, 2002b, ou já são utilizados na confecção de ponteiras (aços com médio a alto teor de
carbono) ou tem bom potencial de utilização (aços nitretados, aços fundidos e nylon), desde que
sua aplicação seja mais profundamente estudada sob os aspectos funcionais e de custo. Porém,
especificamente quanto às ponteiras de hastes sulcadoras de semeadoras de plantio direto, os
materiais até hoje utilizados deixam a desejar quanto à resistência ao desgaste por abrasão,
comprometendo o tempo de vida útil da ferramenta.
Owsiak, 1997, através de ensaios em laboratório e testes de campo, utilizando partes
do sulcador de uma plantadora de batatas, investigou o desgaste de ferramentas em forma de
cunha. O desgaste foi quantificado a partir das variações das medidas de comprimento e
espessura das ferramentas, bem como do peso das amostras. Os ensaios foram realizados
utilizando um solo arenoso e outro argiloso.
Para a análise do desgaste foram utilizados quatro classes de aços (norma DIN) com
composições químicas ou tratamentos térmicos diferentes: Aço 5OS2, temperado e revenido;
Aço 65G, temperado e revenido; Aço 65G, normalizado e Aço de St2S.
Baseado nos resultados obtidos em laboratório, concluiu que: o desgaste no solo
arenoso foi aproximadamente 23% maior do que o verificado no solo argiloso; que no solo
compactado o desgaste foi aproximadamente 124% maior do que o observado no solo solto; que
o desgaste do aço 65G temperado e revenido foi o menor, em relação aos demais aços.
Concluiu, também que a resistência ao desgaste do aço St2S foi menor do que aquela
verificada no aço 65G normalizado, provavelmente por causa de uma fração substancialmente
menor no volume de carbonetos na microestrutura.
Verificou, ainda que o aço 5OS2, apesar da dureza seis vezes maior em comparação
ao aço St2S, apresentou somente o dobro da resistência ao desgaste. Consequentemente, à luz
dos resultados e conclusões observou que não é a dureza, mas sim a microestrutura do aço que
tem maior influência na resistência de desgaste.
Com relação aos trabalhos de campo verificou que; o desgaste das ferramentas que
trabalharam no solo arenoso foi aproximadamente 37% maior do que aquele manifestado no solo
23
argiloso; que o desgaste no solo compactado foi aproximadamente 31% maior do que no solo
solto.
Verificou, ainda que o desgaste das ferramentas construídas em aço 65G temperado e
revenido foi o menor; que o desgaste dos aços St2S, 65G normalizado e 5OS2, em relação ao aço
65G temperado e revenido, foi 2,38; 1,42 e 1,15 vezes maior, respectivamente; que a perda da
espessura da ferramenta devido ao desgaste, foi linear à variação da distância percorrida.
Este mesmo autor através dos resultados de laboratório e de campo, desenvolveu um
modelo matemático de desgaste em função da variação de espessura da ferramenta, descrito pela
equação abaixo:
Z
t
= 0.04 w
-1
g
1,5
k
0,33
s,
onde:
Z
t
, é a perda da espessura da parte devido ao desgaste (mm),
w, é a resistência relativa de desgaste do aço (1,9; 1,0; 2,2 e 1,5; para os aços 5OS2
temperado e revenido, St2S, 65G temperado e revenido e para o aço 65G normalizado,
respectivamente),
g, é o índice de propriedades abrasivas do solo (1,0 para o solo argiloso e 1,23 para o
solo arenoso),
k, é o índice da condição do solo (1 para o solo solto e 2,24 para o solo compactado),
s, é a distância percorrida (km).
Owsiak, 1999, estudou o desgaste das hastes flexíveis de cultivadores em solos
arenosos e argilosos, no sul da Polônia. As experiências foram executadas sob condições de
campo. As mudanças no comprimento e na espessura das hastes, bem como os testes padrões de
desgaste de perda de massa (pesagem), foram observados. A perda no comprimento foi descrita
por uma função exponencial e a perda de espessura foi descrita por uma função linear.
A pesquisa foi conduzida em solo arenoso e solo argiloso-siltoso. O teor de água nos
solos durante os experimentos variou no solo arenoso de 15 a 20kg.kg
-1
e de 8 a 12kg.kg
-1
no
solo argiloso-siltoso. A profundidade de trabalho máxima foi de aproximadamente 0,13m. O aço
utilizado na construção das hastes foi o correspondente ao SAE 1045. As medidas do desgaste no
comprimento das hastes foram feitas em sete pontos periodicamente durante o trabalho e a perda
no comprimento foi calculada em função da distância percorrida e da distância entre o ponto de
medição e a linha central da simetria da haste. Para descrever a mudança no comprimento propôs
a seguinte equação:
Z
c =
a b
h
s
(0,01h+0,66)
24
onde,
h, é a distância entre o ponto de medição e a linha central de simetria da haste (mm),
s, é a distância percorrida (km),
a, b são coeficientes da equação.
Propôs também uma equação para descrever a mudança na espessura da haste, qual
seja:
Z
t
= a
2
s
onde:
Z
t
, é a perda na espessura (mm),
s é a distância percorrida (km) e,
os valores do coeficiente a
2
são tabelados, conforme a seguir.
Valores para o coeficiente a
2
.
SOLO ARGILO-SILTOSO SOLO ARENOSO
N° Fileira Na Trilha Fora da Trilha Média Na Trilha Fora da Trilha Média
I 0,013 0,009 0,011 0,016 0,010 0,013
II 0,005 0,005 0,005 0,015 0,009 0,012
III 0,002 0,002 0,002 0,011 0,008 0,010
Média 0,007 0,005 0,014 0,009
As medidas da perda do peso foram feitas após ter terminado os testes, isto é, após
percorrida uma distância de 300Km.
Concluiu que o desgaste das hastes foi de 40 a 100% mais alto no solo arenoso do
que no solo argilo-siltoso, tendo em vista o diâmetro maior dos grãos abrasivos do solo arenoso.
O desgaste dentro da trilha da roda do trator foi 17
a 40% mais elevado do que fora da trilha, o
qual é associado ao índice de cone mais elevado dentro da trilha da roda.
Além disso, o desgaste das hastes posicionadas na primeira fileira do cultivador foi
de 26 a 100% e na segunda fileira 10 a 50% mais elevado do que o desgaste daquelas
posicionadas na terceira fileira. Atribui o menor desgaste, na terceira fileira, devido ao solo já ter
sido descompactado pelas hastes nas primeiras duas fileiras.
Este autor enfatiza ainda a necessidade de experiências comparativas entre hastes
construídas de materiais diferentes ou de configurações geométricas diferentes, para se obter
uma amplitude maior na análise do desgaste.
O mundo de engenharia dinâmica, como o voltado para o movimento e preparo do
solo, continua mostrando demandas enormes para a busca de materiais de maior durabilidade e
de menor custo. Por estas razões, há uma necessidade contínua de se pesquisar novos materiais e
25
avaliá-los em condições de serviço.
Desde o início de seu desenvolvimento, os Ferro Fundidos Nodulares vêm
substituindo em grande escala os Ferro Fundido Cinzentos e Aços Fundidos por sua boa
combinação de resistência e tenacidade, aliada a baixos custos de manufatura. As propriedades
dos Ferros Fundidos Nodulares variam de acordo com suas matrizes e, com tratamentos térmicos
adequados, pode-se obter materiais com elevada resistência mecânica e dureza [Mazzaferro et
al., 2004].
Neste particular, o Ferro Fundido Nodular Austemperado (ADI, de Austempered
Ductile Iron) tem sido origem de várias pesquisas e publicações não só quanto as suas
características e propriedades, como também de aplicações. O seu comportamento quanto ao
desgaste por abrasão foi estudado por vários pesquisadores.
O ADI oferece características excelentes de tenacidade, ductilidade, dureza. Também
apresenta excelente resistência à fadiga e ao desgaste [Wang et al., 1997]. Ainda, conforme
Ahmadabadi et al.,1999, o ADI oferece entre outras propriedades excelente dureza associada à
resistência ao desgaste e baixo custo.
Zimba et al., 2003, pesquisando o ferro fundido dúctil e, concentrando-se em
melhorias nas suas propriedades mecânicas, principalmente tenacidade, dureza e resistência ao
desgaste, através tratamentos térmicos de austêmpera, obtiveram como resultado o Ferro
Fundido Austemperado (ADI).
O ADI é um material que oferece ao engenheiro, os benefícios típicos dos aços
convencionais, além de propriedades mecânicas aumentadas graças a particular microestrutura
obtida por austêmpera. Diferentemente dos Aços Austemperados, a precipitação dos carbonetos
é retardada durante o tratamento de calor devido à presença de silício. Este material tem custo de
produção mais baixo que os aços forjados ou fundidos, e pode ser produzido com uma gama
extensiva de propriedades mecânicas através de parâmetros controlados de tratamento de calor
[Dommarco et al., 2001].
Dommarco et al., 2001, também observou em laboratório e em teste de campo, em
solo trabalhado por arados, que o ADI foi claramente superior em condições de solos rochosos
onde falha por fratura muitas vezes ocorreu, como também, em teste de campo, verificou que
este material foi superior ao aço quando usado para ponteiras de escarificadores.
Mazzaferro et al., 2004, analisando e comparando a resistência ao desgaste de Ferros
Fundidos Nodulares Austemperados e Temperados e Revenidos, concluiu que os Austemperados
apresentaram resistência ao desgaste superior aos Temperados e Revenidos. Os testes foram
realizados em laboratório através de equipamento constituído basicamente de um reservatório
26
preenchido com abrasivo (areia) e de um eixo rotativo, no qual foram adaptados os corpos de
prova.
Percebe-se, portanto, que os Ferros Fundidos Nodulares Austemperados por serem
materiais que apresentam excelentes propriedades, tais como a resistência mecânica, resistência
ao desgaste, aptidão aos tratamentos térmicos, capacidade de amortecimento, resistência à fadiga
e tenacidade a fratura, podem substituir peças de aço fundido ou forjado, proporcionando menor
custo e melhores propriedades mecânicas, principalmente em ferramentas de formas complexas.
De acordo com Fundição e Serviços, 2003, na Europa, o ADI é empregado
principalmente no projeto de veículos utilitários, na construção mecânica em geral e nas peças
resistentes ao desgaste, destinadas às máquinas agrícolas, de terraplanagem, de construção civil e
de mineração. Na Austrália, o mercado principal do ferro fundido nodular austemperado são as
peças de desgaste e reposição para máquinas de terraplanagem, de construção civil, mineração e
agrícolas, assim como para construção mecânica em geral.
2.7 Os Esforços Atuantes
O estudo dos esforços que atuam em máquinas e implementos agrícolas vem a ser
um dos parâmetros que maior contribuição promove para a solução dos problemas com
mecanização no meio rural. A elaboração de projetos mais apropriados, a eliminação do
desperdício e o uso adequado de máquinas e implementos dependem destas informações [Casão
Junior & Chang, 1993].
O esforço de tração e o tempo disponível normalmente ditam a potência necessária
de um trator numa propriedade agrícola. Como o trator é o maior investimento de capital, o
conhecimento do correto esforço de tração se faz necessário, na tomada de decisão relativa às
máquinas agrícolas. Além disso, a otimização da energia é um importante critério no projeto de
uma máquina agrícola [Mielke et al.,1994].
Desbiolles et al., 1997, verificaram que a correta previsão do esforço de tração, em
implementos de preparo do solo, é de grande importância, tanto para o projetista, quanto para o
responsável pela utilização do maquinário agrícola dentro de uma propriedade. Ao primeiro
interessa a diminuição do tempo necessário ao desenvolvimento e redução dos custos de
produção de novos produtos. O segundo busca a otimização das combinações entre trator-
implemento, nas operações de campo, no sentido de obter uma maior economia de energia.
A exigência de potência dos equipamentos de preparo de solo e semeadura, através
da utilização de hastes sulcadoras é função de diferentes parâmetros ponderais e dimensionais da
sua construção. Também, é função das características físicas e mecânicas do solo, além das
27
condições operacionais, como velocidade e profundidade de trabalho e atributos da interface
ferramenta-solo.
Levien et al., 2004; Cepik et al., 2004, testando a influência dos discos de corte sobre
a força de tração exigida pela haste sulcadora em semeadura direta sobre campo nativo, em um
Argissolo Vermelho distrófico típico e, tratamentos em duas condições de manejo e duas
profundidades de trabalho do sulcador de adubo (6 e 12cm), concluiu que a maior profundidade
de atuação da haste exigiu um maior esforço. Estes resultados ocorreram em função do aumento
da resistência do solo à haste em penetrar e mobilizar o solo, em espessura e volume. O aumento
na profundidade de atuação da haste de 6 para 12cm, promoveu um incremento no esforço de
tração da ordem de 100%. Salienta ainda que, outro fator que deve ter contribuído foi o menor
conteúdo de água do solo, acarretando no aumento da sua resistência ao cisalhamento, pela
maior aproximação e conseqüente agregação das partículas (maior coesão).
Siqueira et al., 2002, avaliando o desempenho de hastes sulcadoras utilizadas no
plantio direto no Brasil, operando em um Latossolo Roxo distrófico, com teor de argila de 68%,
em diferentes teores de água no solo, profundidades de trabalho e modelos de hastes comerciais,
verificou que aumentando a profundidade de 12 para 20cm, ocorreram aumentos na força de
tração de 170 para 465kgf (aproximadamente 180%), o que representa cerca de 4kW e 11kW no
motor por haste, respectivamente. Assim, com a racionalização da escolha da profundidade de
trabalho, pode-se economizar potência do trator e, portanto, combustível. Implica, também, na
necessidade das máquinas terem opções de regulagem das hastes quanto à profundidade de
trabalho. Deve-se considerar, ainda, que as hastes semeadoras-adubadoras são desenvolvidas
para operação até 0,15m de profundidade. Ainda, avaliou que a força e potência requeridas por
13 modelos de hastes comerciais, trabalhando em uma mesma profundidade variou entre 140 e
225kgf. Tal variação é função, principalmente, do projeto da haste, do ângulo de ataque da
ponteira, do formato da haste e da largura da ponteira da haste, que neste estudo variou entre 13
e 41mm. Considerando que a geometria da haste afetou a força e a potência requeridas de tração,
Siqueira et al., 2002, realizaram estudos posteriores com diferentes ângulos de ataque em
relação ao solo e diferentes espessuras da ponteira da haste. Concluíram que o uso de hastes com
formato parabólico, ângulo de ataque em torno de 20° e espessura máxima de ponteira de 22mm
podem representar até 50% de redução na potência requerida de tração de uma semeadora-
adubadora de plantio direto com 9 linhas. Neste caso, a redução de 50% na potência significou
uma redução máxima de 20kW na potência do motor. Enfatizam, ainda, que a demanda de tração
depende das variáveis de solo (umidade, textura, etc) e a profundidade de penetração da haste
depende do ângulo de ataque da ponteira, o que determina a intensidade de força vertical, no
28
sentido para cima. De modo geral, o aumento da profundidade de operação de uma haste resulta,
também, no aumento das forças vertical e horizontal atuantes.
A mobilização do solo contribui consideravelmente com os custos de produção de
uma lavoura. Por isso, faz-se necessário otimizar os projetos dos equipamentos, no sentido de
reduzir seu consumo de energia e desgaste. Isto pode ser obtido de duas maneiras; através de
experimentos ou de modelos matemáticos. Os experimentos são, normalmente, mais
dispendiosos, ao passo que, através modelos matemáticos, pode-se obter um custo mais baixo,
caso esses modelos apresentem resultados de acordo com a realidade, permitindo desta forma a
sua aplicação. Se os resultados teóricos forem bem ajustados aos dados experimentais, o modelo
poderá ser adotado na investigação de variáveis importantes [Mouazen & Neményi,1999].
Existem diferentes modelos teóricos que permitem prever o esforço de tração para
um sulcador, de acordo com Machado, 2001. Os modelos teóricos devem ser acompanhados de
testes, em condições de campo, medições da eficiência, necessidades de energia e qualidade da
manipulação do solo [McKyes & Desir, 1984].
Com o objetivo de obter parâmetros para verificar a precisão do modelo matemático
para demanda de esforços em hastes estreitas, Queiroz et al., 2002, estudaram o comportamento
de hastes sulcadoras de semeadoras de plantio direto em solo argiloso, visando aperfeiçoar o
trabalho apresentado por Serpa, 1997. O estudo constituiu-se da combinação de diferentes
parâmetros de solo, hastes e condições operacionais, que foram correlacionados com a exigência
de esforços e mobilização do solo. Os tratamentos, foram executados com três hastes de
características construtivas diferentes (altura, largura e espessura da haste, ângulo de ataque e
espessura da ponteira), da variação da profundidade do sulco e a velocidade de trabalho como
parâmetros operacionais, bem como teor de água e resistência a penetração do solo. O solo
analisado foi um Latossolo Roxo Distrófico com 1,23g.cm
-2
de densidade global, 23,6% de água
no solo e 3715 kPa de resistência à penetração. Observaram que para maiores ângulos de ataque
da haste aumenta a força horizontal, quanto maior for a largura da ponteira, maior será a força
vertical e que esta é diretamente proporcional ao ângulo de ataque da ponteira. Concluíram,
ainda que é possível estimar a força horizontal, vertical e momento de hastes sulcadoras de
plantio direto em função de parâmetros construtivos da haste, operacionais e mecânicos do solo.
Como resultado obtiveram três equações de regressão, para a determinação dos esforços exigidos
pelas hastes sulcadoras, os quais estimam a força horizontal, força vertical e momento. São elas:
FH = -3538,85 + 6,30 α + 6,58 L + 35,60 U + 0,22 R + 695,76 D + 208,47 P – 248,98 V
R2 = 0,946
29
FV = -3999,99 + 6,73 α + 14,12 L - 20,40 U - 0,18 R + 1050,66 D - 36,03 P + 177,03 V
R2 = 0,780
M = -2609,77 + 7,47 α + 6,61 L + 10,17 U + 0,07 R + 971,02 D + 93,12 P+ 22,01 V
R2 = 0,937
FH, força horizontal de tração (N);
FV, força vertical de tração (N);
D, densidade (g.cm
-3
);
P, profundidade de trabalho da haste (cm);
α, ângulo de ataque da ferramenta (graus);
V, velocidade de trabalho (m.s
-1
);
L, largura da ponteira (mm);
U, umidade gravimétrica do solo (%);
R, resistência a penetração do solo (kPa).
Machado, 2001, trabalhando na previsão do esforço de tração para ferramentas
estreitas em solos do Rio Grande do Sul, concluiu que os modelos estudados por Reece,
Hettiaratchi e Reece, e Godwin, foram os que melhor se adequaram à previsão destes esforços
em solos como o Planossolo e Argissolo Vermelho, sendo que o modelo proposto por Reece,
por possuir menor complexidade de cálculo, foi o que melhor se comportou. São eles:
O modelo de Reece, também denominado de “equação universal de mobilização do
solo”, vem a ser [Machado, 2001]:
H = P sen(α+ φ) + C d W cotα,
Onde:
P = (γgd
2
N
γ
+ CdN
c
+ qdN
q
)W
Hettiaratchi e Reece, 1967:
H = (γgd
2
N
γ
+ CdN
c
+ qdN
q
+ C
a
dN
ca
)Wsen(α + δ) + C
a
dWcotα + P
2
senα
Goodwin e Spoor, 1977:
H = (γgdN
γ
+ CdN
c
+ qdN
q
+ C
a
dN
ca
)(W + s)sen(α + δ) + C
a
dWcotα
Sendo:
H, força de tração (kN);
C, índice de coesão do solo (kPa);
C
a
, índice de adesão solo metal (kPa);
P, reação do solo na região central acima da profundidade crítica (kN);
P
2
, força que mobiliza as zonas laterais (kN);
W, largura da ferramenta (m);
30
N
γ
, fator de densidade do solo;
N
c
, fator do índice de coesão do solo;
N
q
, fator de sobretaxa vertical;
N
ca
, fator do índice de adesão do solo;
d, profundidade de trabalho (m);
g, aceleração da gravidade (ms
-2
);
q, sobretaxa de pressão vertical atuando na superfície do solo;
α, ângulo de ataque da ferramenta ( º );
δ, ângulo de fricção solo metal ( ° );
φ, ângulo de atrito interno do solo ( ° );
γ: densidade do solo (kgm
-3
).
Conforme Fielke, 1996, pesquisas demonstram que as forças atuantes sobre os
implementos de preparo do solo são alteradas devido ao desgaste das ponteiras, o qual muda a
sua geometria. Em trabalho onde visou analisar o efeito do desgaste de ponteiras aladas de
escarificadores, no esforço de tração e mobilização do solo, observou que, ponteiras com bordas
de corte mais grossas (mais desgastadas), proporcionam aumento de tração, diminuição da força
vertical que auxiliam a penetração e maior mobilização do solo à frente e para cima da ponteira,
quando comparadas a ponteiras cuja borda de corte foi mais estreita (menos desgastada).
Também verificou que o aumento da velocidade de trabalho proporcionou aumento do esforço
de tração.
Segundo Reis & Forcellini, 2002b, os modelos teóricos para a otimização de
projetos de máquinas, na maioria dos casos, são construídos a partir do conhecimento das
propriedades físicas dos agentes ou dos materiais empregados. Acrescentam ainda, que o solo,
até o momento, não propiciou que as suas propriedades físicas ou características de estado
fossem utilizadas com sucesso para esse fim.
Há, portanto, a necessidade de se avaliar experimentalmente as soluções propostas
para um problema, especialmente quando se trata do fenômeno do desgaste [Owsiak,1997].
Desta forma, verifica-se que a configuração geométrica da ponteira sulcadora vem a
ser de significativa importância, cabendo um estudo aprofundado em sua vida útil, já que o seu
desgaste compromete a formação do sulco em sua forma ideal, bem como pode representar um
fator de influencia significativa nos esforços de tração.
31
2.8 Aquisição de Dados
A aquisição de dados é uma atividade essencial em todo tipo de tecnologia e ciência
e seu objetivo é apresentar, ao observador, os valores das variáveis, ou parâmetros, que estão
sendo medidos. Uma vez que a tomada de dados é uma das etapas mais tediosas de um ciclo de
pesquisa, pode-se automatizar o sistema de aquisição sem comprometer a precisão, com as
vantagens de reduzir os erros gerados pela transcrição de dados, eliminar as variáveis induzidas
pelo operador nos processos de coletas e aumentar a taxa de leitura de dados.
Na agricultura, vários pesquisadores tem trabalhado em diferentes áreas, utilizando
algum tipo de aquisição de dados, com a finalidade de monitorar eventos em suas pesquisas. A
versatilidade de um sistema de aquisição de dados também se torna importante, permitindo sua
adaptação para diferentes pesquisas sem grande elevação de custos. A configuração, controle e
monitoramento da aquisição de dados podem ser realizados com auxílio de programas de
computador específico. Estes programas permitem precisão na aquisição automática de dados,
que são usados na avaliação de máquinas agrícolas, descartando erros que antes eram cometidos
na coleta convencional [Garcia, 2003].
Com referência a trabalhos de avaliação de esforços em ferramentas de preparo de
solo, vários métodos diferentes tem sido aplicados.
Machado, 2001, na previsão do esforço de tração em ferramentas estreitas em solos
do Rio Grande do sul, partindo da instalação de um sensor acoplado à haste de um escarificador,
obteve os resultados referentes aos esforços de tração através de um sistema coletor e
processador de sinais com transferência para microcomputador.
Cepik, 2002, na análise do desempenho de uma haste sulcadora de semeadora-
adubadora, em diferentes teores de água no solo, velocidades e profundidades de trabalho, como
forma de coletar os de dados a campo e determinar a força de tração na haste, utilizou-se de
quatro extensômetros instalados no suporte da haste, de tal forma a medir a sua deformação
quando em operação de campo. Os extensômetros foram ligados em Pontes de Wheaststone e
conectados à caixa de aquisição dos dados, permitindo a conversão e obtenção dos esforços
atuantes. A instrumentação utilizada na aquisição de dados, foi desenvolvida pelo Departamento
de Solos da Faculdade de Agronomia da UFRGS, sendo constituída de um sistema coletor e
processador de sinais analógicos, responsáveis pela obtenção dos esforços de tração nas hastes,
os quais, através de uma interface, foram transferidos para o microcomputador.
Godwin, 1975, desenvolveu um transdutor de força em forma de anel octogonal
estendido para o estudo de ferramentas de preparo do solo, partindo da premissa que o sistema de
forças atuantes no preparo do solo, onde a falha do solo é simétrica, consiste de duas
32
componentes de forças perpendiculares mutuamente, sendo uma força horizontal, outra vertical e
um momento no plano dessas duas forças.
Souza & Magalhães, 1989, apresentaram um transdutor de força baseado na
metodologia de cálculo de Godwin, 1975, e com as estimativas de forças horizontal e vertical de
Spoor & Godwin, 1978, para a análise de esforços em hastes de escarificadores.
Observando que as condições de contorno estabelecidas para o dimensionamento
feito por Souza & Magalhães, 1989, Bordignon, 2005, verificou que o equipamento de medição
projetado por estes autores, mesmo tendo sido para hastes escarificadoras, poderia atender a
análise de esforços em semeadoras adubadoras. Considerou o dimensionamento feito e utilizou
os valores por eles obtidos para a construção do elemento elástico do sensor. E, a partir das
características estáticas nominais de trabalho, ou seja, força horizontal máxima de 19,6 kN, força
vertical máxima de 7,84kN e um momento máximo de 13,05kN.m, desenvolveu e analisou a
implementação de transdutores de força, do tipo anel octogonal estendido, capaz de auxiliar na
avaliação de esforços em máquinas agrícolas, sobretudo em semeadoras-adubadoras.
Segundo ASAE, 1999, a exigência de força de tração pelas semeadoras de precisão,
em semeadura direta, varia de 1,82 a 3,4kN por linha de semeadura, para sulcador de discos e
facão, respectivamente, de acordo com a textura do solo, podendo variar em ± 25% .
Cepik, 2004, analisando a demanda de tração na haste sulcadora de adubo em função
de coberturas de inverno e profundidades de atuação, em semeadura direta de milho e soja, em
um Argissolo Vermelho distrófico típico, concluiu que a força de tração média na haste
sulcadora de adubo, em função do número de linhas da semeadora-adubadora e profundidade de
atuação do sulcador apresentou os valores médios de 1445,5 e 2930,2N, respectivamente para
0,6 e 0,12m de profundidade.
33
3. MATERIAL E MÉTODOS
3.1 Localização e caracterização do solo.
De acordo com pesquisas realizadas os solos arenosos são aqueles que se constituem
como os mais abrasivos. Por esta razão, a escolha do solo para realização dos ensaios recaiu
sobre um Planossolo cujas características físicas atenderam satisfatoriamente as exigências,
principalmente quanto aos aspectos de abrasividade.
O solo utilizado durante os trabalhos de campo foi aquele localizado na Faculdade de
Veterinária da Universidade Federal de Pelotas (UFPel), Município de Capão do Leão, RS,
compreendido entre a latitude 31º 52’ 00’’ sul, e longitude 52º 21’ 24’’ oeste e pertencente a
antiga unidade de mapeamento Pelotas, Planície Costeira, Província Geomorfológica do Rio
Grande do Sul, atualmente é denominado de Planossolo Hidromórfico [Streck et al., 1999].
Segundo Brasil, 1973, o Planossolo da antiga unidade de mapeamento Pelotas, ocupa uma área
de aproximadamente 7320km
2
, representando 2,72% da área do Estado do Rio Grande do Sul.
Apresenta densidade natural elevada e relação micro/macroporos alta o que contribui para
dificultar sua drenagem interna. Possui aspectos favoráveis à agricultura, como facilidade de
irrigação e utilização de máquinas, com pouca ou nula suscetibilidade à erosão. Apresenta
horizonte A raso com predominância de textura franco arenosa [Gomes et al., 1992].
3.2 Parâmetros de ensaio.
Para a análise do desgaste foram utilizadas ponteiras constituídas de Aço SAE 1060,
forjado e ADI, tomadas quatro a quatro e posicionadas intercaladamente nas linhas de operação
da semeadora-adubadora. A avaliação do desgaste foi realizada a partir da primeira 1/2h de
trabalho e, seqüencialmente, de hora em hora , até o total de 12 horas. A velocidade de operação
do conjunto trator-semeadora-adubadora foi de 1,39ms
-1
(5km.h
-1
), sendo os ensaios de campo
desenvolvidos em três áreas distintas.
Antes e durante o efetivo trabalho de operação da máquina no campo, foram
coletados dados de resistência à penetração dos solos, bem como retiradas amostras deformadas
e indeformadas, na profundidade média de 0,12m, para a devida caracterização dos solos através
dos parâmetros de textura, densidade e consistência dos solos.
Os ensaios para aquisição dos dados referentes aos esforços de tração, foram
realizados utilizando ponteiras ADI em uma quarta área de campo, devidamente caracterizada
através dos mesmos parâmetros das demais e desenvolvido em idênticas condições operacionais.
34
Cabe ainda salientar que os locais de campo utilizados para os ensaios eram áreas
nativas de pastagens.
3.3 Equipamento
O equipamento utilizado para realização dos ensaios de campo, fig. 3.1, foi um trator
marca Massey Ferguson modelo 299 com TDA, 95kW de potência no motor e massa total de
6704kg. Trabalhou-se com o trator a uma velocidade média de trabalho de 1,39ms
-1
(5km.h
-1
) e
uma semeadora-adubadora marca Vence-Tudo, modelo SA9400, com 9 linhas espaçadas de
0,45m, dosador de sementes do tipo disco horizontal perfurado, dosador de adubo do tipo eixo
acanalado, sistema de corte de palha de disco vertical com diâmetro de 406,4mm (16”) , sulcador
de adubo do tipo facão com ponteira substituível, sulcador de sementes de dois discos montados
em “V” defasados por diâmetros diferentes de 330,2mm/355,6mm (13”/14”), sendo a pressão de
trabalho dos sistemas sulcadores obtida através de uma mola helicoidal.
Figura 3.1 − Conjunto Trator – Semeadora - Adubadora utilizado no ensaio.
3.3.1 Hastes e Ponteiras Sulcadoras de Adubo
Como objetivo geral do trabalho foi o estudo da relação solo-ferramenta, a partir de
duas ferramentas construídas de materiais diferentes e de mesma configuração geométrica,
tomou-se como critério (para estabelecer as mesmas condições operacionais em cada etapa de
trabalho) trabalhar com as hastes montadas sob uma mesma inclinação e ângulo de ataque da
ferramenta de 20° (Figura 3.2). Para tanto, efetuou-se os procedimentos de regulagem do
equipamento, o que permitiu, também, uniformizar a profundidade média de trabalho das
ponteiras em 0,12m.
35
Figura 3.2 − Haste e ponteira sulcadora removível utilizada no ensaio.
Como um dos propósitos foi o de estudar uma nova alternativa de material para as
ponteiras sulcadoras, sob o enfoque especial de desgaste, adotou-se como parâmetro inicial uma
ferramenta comercial fabricada em Aço SAE 1060, forjado (Tabela 3.1).
Tabela 3.1 − Composição química (%) do Aço utilizado nas ponteiras sulcadoras
comerciais.
C Si Mn P S Cr Mo
0.577 0.3795 0.818 0.0077 0.0101 0.0386 <0.0050
Ni Al Co Cu Nb Ti V
0.0348 <0.0010 <0.0100 0.0946 <0.0010 0.0016 <0.0010
W Pb Sn B Fe
<0.0100 <0.0020 0.0062 <0.0001 98.03
As ponteiras, construídas em Ferro Fundido Nodular Austemperado (ADI), cuja
composição química encontra-se na tabela 3.2, foram desenvolvidas nos laboratórios do Grupo
de Projeto, Fabricação e Automação Industrial (GPFAI) da Faculdade de Engenharia Mecânica
e Metalurgia da Escola de Engenharia da Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS),
partindo da configuração geométrica da ferramenta existente (figura 3.3) e distribuída
comercialmente.
Tabela 3.2 − Composição química (%) do material de constituição das ponteiras fabricadas
em ADI.
C Si Mn S P Mo Mg
3.72 2.39 0.21 0.01 0.05 0.43 0.048
36
Figura 3.3 − Configuração geométrica da ponteira sulcadora.
3.4 Análises de Campo
Os dados referentes a velocidade de operação do conjunto trator-semeadora
adubadora, profundidade de trabalho da ferramenta, resistência à penetração do solo, desgaste
das ponteiras sulcadoras e esforços de tração foram adquiridos ou estabelecidos diretamente no
campo, através de instrumentos de medição e controle disponíveis ou especialmente projetado e
construído, como o dispositivo para medição de esforços.
3.4.1 Velocidade de Operação
Procurou-se manter a velocidade de deslocamento do conjunto trator-semeadora-
adubadora aproximadamente em 1,39m.s
-1
(5kmh
-1
), correspondente à condições normais de
semeadura.
3.4.2 Profundidade de operação do sulcador
Tomou-se como parâmetro para a profundidade média de trabalho a dimensão de
0,12m. Para tanto e como forma de privilegiar a real condição de operação da semeadora-
adubadora, no campo, utilizou-se o sistema de regulagem de profundidade do mecanismo
sulcador de adubo existente na máquina, o qual se constitui, basicamente, de um conjunto de
molas helicoidais vinculados à estrutura da semeadora-adubadora (Figura 3.4).
37
Figura 3.4 − Mecanismo de regulagem da profundidade de operação do sulcador.
Para acompanhamento e verificação da profundidade do sulco formado pelas
ferramentas sulcadoras em todas as linhas de atuação e durante todas as etapas de trabalho,
utilizou-se um sistema de medição da altura das garras de pneu do trator, o qual constitui-se
basicamente de uma régua graduada e um suporte (figura 3.5) . As medidas foram tomadas
aleatoriamente a cada 10 minutos e anotadas em planilhas, possibilitando a verificação do nível
de precisão do mecanismo de regulagem da máquina, assim como a determinação da
profundidade média de trabalho dos sulcadores de adubo.
Figura 3.5 − Método de verificação da profundidade do sulco.
38
3.4.3 Resistência à Penetração do Solo
Avaliação da resistência a penetração do solo foi realizada com o auxílio de um
Penetômetro de Impacto, marca Kamac, modelo IAA/Planalsucar-Stolf. Este procedimento
permitiu identificar, de forma satisfatória a resistência à penetração do solo, proporcionando uma
análise abrangente das parcelas e, por conseguinte, das áreas trabalhadas tanto nos ensaios de
desgaste da ferramenta, como também na área utilizada para os testes de coleta dos dados
relativos aos esforços de tração. Como critério, a área utilizada em cada etapa de trabalho de
desgaste foi dividida em dois blocos e, estes subdivididos em cinco pontos tomados ao acaso,
perfazendo 10 ensaios de verificação da resistência a penetração do solo, até a profundidade de
0,54m, por parcela percorrida pela semeadora-adubadora. No caso específico da área destinada à
análise dos esforços atuantes na ferramenta, foram tomados 15 pontos ao acaso, até a mesma
profundidade, ou seja, 0,54m.
Paralelamente, em ambos os casos, foram colhidas amostras de solo, através de um
trado, com a finalidade da análise do teor de água no solo, em diferentes profundidades em cada
local onde se efetuaram os testes de resistência a penetração.
3.3.4 Análise do Desgaste das Ponteiras Sulcadoras
Como o desgaste das ponteiras sulcadoras é uma realidade, neste trabalho, o estudo
foi realizado em função do material utilizado em escala industrial na fabricação das ferramentas
e, do Ferro Fundido Nodular Austemperado, tem vista as pesquisas realizadas direcionarem para
a maior resistência ao desgaste que este material apresenta. Estabeleceu-se, portanto, um
comparativo entre duas ponteiras de mesma configuração geométrica, porém constituídas de
materiais diferentes, ou seja, fabricadas em Aço SAE 1060, forjado e ADI, respectivamente.
Também pelas avaliações e exposições apresentadas e para que se tivesse uma
abrangência mais significativa, os ensaios foram realizados em solos de arenosos, de forma a se
estabelecer uma análise do comportamento da ferramenta numa condição de maior abrasividade.
Ao se maximizar o efeito dos fatores do meio, bem como o de constituição, procura-se atingir
que a ferramenta trabalhe num maior número possível de solos com um mínimo desgaste.
Nos testes de campo utilizou-se a semeadora-adubadora com os respectivos
depósitos de adubo e semente vazios.
Selecionaram-se oito das nove linhas de adubo da máquina, tomadas quatro a quatro,
ou seja, as hastes foram distribuídas em conjuntos de quatro, sendo um conjunto constituído de
ponteiras de ADI e o outro com ponteiras fabricadas em Aço SAE 1060, forjado. As hastes, por
sua vez, foram montadas de forma intercalada, excluindo-se a linha central (linha L5). Desta
39
forma, as hastes das linhas L1, L3, L6 e L8 foram providas com ponteiras ADI e, as demais
hastes das linhas L2, L4, L7 e L9 montadas com ferramentas de aço SAE 1060. Este critério teve
por finalidade proporcionar uma maior uniformidade nos resultados dos ensaios, tendo em vista
a distribuição dos esforços trativos, quer pela condição própria do terreno ou pelos aspectos de
manobra do equipamento durante as fases de operação ou de deslocamento. Os resultados de
desgaste obtidos referem-se, portanto, a quatro corpos de prova de cada tipo de material.
Como etapas de trabalho, para análise do desgaste das ponteiras, definiu-se o período
inicial de meia hora e, completada a primeira hora de ensaio, procedeu-se a seqüência de hora
em hora até o final dos testes de campo. A cada etapa as hastes sulcadoras foram retiradas da
máquina e levadas ao Laboratório de Máquinas Agrícolas do Departamento de Engenharia Rural
(DER) da Faculdade de Agronomia Eliseu Maciel (FAEM) da Universidade Federal de Pelotas
(UFPel), onde as ponteiras foram desmontadas e limpadas, a fim de retirar-se qualquer vestígio
de solo ou outro material. Após os procedimento de tomada de dados, as mesmas foram
remontadas às hastes e estas, por sua vez, à maquina, dando seqüência aos ensaios de campo.
A análise do comportamento e medida do desgaste obedeceu aos critérios da
metodologia padrão (perda de massa), através pesagem das ponteiras. Utilizou-se também dois
novos métodos com a finalidade de quantificar a perda volumétrica, através medição em 3D e a
área desgastada (perda de área), por intermédio de fotografia digital. Através destas duas últimas
metodologias, pretendeu-se, além da proposição de novas técnicas para coleta de dados
referentes a desgaste, também quantificar, de forma mais detalhada, a evolução do desgaste da
ponteira, propiciando alternativas para o estudo não só do propósito em questão, como também
para a verificação da variação da configuração geométrica que ocorre na ferramenta a partir do
momento em que esta começa a trabalhar e a desgastar-se.
Portanto, os procedimentos adotados em laboratório foram:
a) Quantificação, através de pesagem, da perda de massa;
As ponteiras, em número de 4, para cada tipo de material, a cada etapa de operação
ou deslocamento, foram retiradas, lavadas, secas e pesadas através utilização de uma balança
digital de precisão pertencente ao laboratório de física do solo do Departamento de Solos (DS)
da FAEM-UFPel.
b) Quantificação da perda de área da ferramenta através de fotografia digital.
A avaliação da perda de área teve o objetivo de permitir a localização da perda da
massa da ponteira, o que poderá auxiliar no projeto futuro de outras ferramentas.
Adicionalmente, propõe-se estudar um novo método que venha privilegiar a análise localizada
40
do desgaste, assim como permitir a utilização de novos parâmetros dimensionais para utilização
em modelos matemáticos que contemplem a influência da variação geometria da ferramenta nos
esforços de tração.
Para a quantificação da perda de área da ferramenta, os procedimentos foram
realizados utilizando-se uma câmara fotográfica digital, marca Sony, modelo Cyber-Shot, com
resolução de 2,1 Mpixel, pertencente ao DER-FAEM-UFPel. Todas as 8 ferramentas, efetuados
os procedimentos iniciais de rotina, após cada etapa de trabalho foram fotografadas, frontal e
lateralmente, tomando-se como ponto de partida as ponteiras em seu estado original. Para a
elaboração das fotos das peças, confeccionou-se um gabarito apropriado, com fundo em papel
milimetrado, a fim de que as peças fossem fixadas sempre na mesma posição criando-se, desta
forma, parâmetros de medida e cotas de origem para introdução em programa de Auto-CAD.
c) Quantificação da perda de área frontal da ferramenta através medição em 3D.
Com os mesmos objetivos da variação da perda de área através da fotografia digital,
será feito o estudo do formato da ponteira em 3D e, a partir daí, com auxílio do programa de
Auto-CAD, também identificar a perda de área frontal da ferramenta e comparar os métodos
propostos.
A metodologia aplicada foi a da modelagem em gesso de todas as ponteiras originais
e desgastadas, após os procedimentos rotineiros de desmontagem, lavagem, secagem a cada
etapa de operação. Para a obtenção das peças em gesso, o procedimento realizado, baseou-se em
duas fases. A primeira, preparação do molde das ponteiras, em alginato e, a segunda, vazamento
em gesso com parafuso adaptado para suporte da peça no equipamento Digmill 3D (Figura 3.6).
41
Figura 3.6 − Seqüência de moldagem das ponteiras em alginato. Onde: A - Elaboração do molde,
B - Ponteira moldada, C - Molde em Alginato, D - Desmoldagem da ponteira, E-Ponteiras em gesso.
O material utilizado para moldagem das ponteiras foi o Alginato para Impressão
Ezact Kromm, Presa Normal Tipo II, fabricado pela empresa Vigodent. O gesso utilizado foi o
do tipo Gesso Pedra Max Gesso, produzido pela empresa Max Polo Gesso Ltda.
A digitalização das ponteiras de gesso em três dimensões (Figura 3.7) foi realizada
com o auxílio do equipamento Digimill, fabricado pela Tecnodrill Indústria de Máquinas Ltda.,
de propriedade do Núcleo de Design e Seleção de Materiais da Escola de Engenharia da UFRGS.
A
B
C D
E
42
Trata-se o Digimill de um scanner tridimensional a laser, que captura pontos com
precisão nominal de até 1,5
μm, com uma velocidade de até 1.000 pontos por segundo. Através
da obtenção de uma nuvem de pontos, podem-se gerar superfícies tridimensionais e malhas de
triângulos para análises de elementos finitos, por exemplo.
Figura 3.7
− Exemplo de superfície digitalizada através do Digimill a partir da ponteira em
gesso.
3.4.5 Análise dos Esforços de Tração
A medição dos esforços teve como principal objetivo estabelecer a influência do
desgaste frontal da ferramenta nas forças horizontal e vertical que atuam sobre a ponteira, em
etapas pré determinadas de tempo e percurso da semeadora-adubadora, devidamente
quantificados quanto aos parâmetros estabelecidos e correlacionadas nos ensaios iniciais de
desgaste.
Tendo em vista os resultados obtidos nos ensaios preliminares e pela análise da
variabilidade média, obtida através da análise estatística do desgaste das ferramentas de Aço
SAE 1060 e ADI, decidiu-se realizar a aquisição de dados referentes aos esforços atuantes nas
ferramentas, utilizando somente as ponteiras construídas em ADI pela sua melhor performance.
Além disso, pela demanda de tempo necessário à realização dos ensaios embarcados e por
considerar-se como fundamental a uniformidade dos parâmetros de solo para a fidelidade dos
resultados, as etapas de aquisição dos dados foram executadas na mesma data e período do dia
(tarde). Para tanto, uma nova bateria de ensaios de desgaste foi executada, utilizando-se apenas
ferramentas em ADI. A partir da ferramenta original, 15 ensaios foram realizados para
verificação dos esforços atuantes, ou seja, foram coletados dados de 4 etapas de desgaste, além
da ponteira original, em três repetições de 20 metros de percurso retilíneo, cada uma.
43
3.4.5.1 Projeto e Construção do Dispositivo de Medição de Esforços.
Para a análise e coletas de dados referentes aos esforços horizontal e vertical atuantes
na ponteira sulcadora , projetou-se e construiu-se um dispositivo especial, a partir de células de
carga “shear beam”- Reaccion
®
CVCC, (Figura 3.8), comercializadas pela empresa Flexar
Instrumentos Eletrônicos Ltda (APÊNDICE 1).
Figura 3.8
− Exemplo de célula de carga “shear beam” utilizada no dispositivo de medição
de esforços.
No caso específico deste trabalho o dispositivo para medição dos esforços (figura
3.9) foi construído com três células de carga de aço, sendo duas com capacidade para 50kN,
montadas paralelamente e, uma de 15kN disposta ortogonalmente em relação as outras duas.
Como princípio e como forma de possibilitar a recepção das cargas atuantes, as mesmas foram
vinculadas à haste através de um conjunto de peças especialmente construídas. Esta disposição
possibilitou, por meio das duas células dispostas verticalmente, a determinação da força
horizontal e, através da célula de carga montada na posição horizontal, o esforço vertical, ambos
atuantes na ponteira sulcadora.
Direção de
carga para
saída positiva
Área de
apoio
44
Figura 3.9
− Dispositivo de medição de esforços das ponteiras sulcadoras de adubo.
Como forma de adaptação e proteção física das células de carga, foi construída uma
caixa retangular a partir de perfis e chapas de Aço SAE 1020, com dimensões tais que
permitiram a adaptação do aparato de medição na mesma posição e disposição do suporte da
haste sulcadora na condição original (APÊNDICE 2)
Para otimização do processo de desenvolvimento, o projeto mecânico do dispositivo
de medição foi realizado com o auxílio do software SolidWorks-3D (Figura 3.10)
Figura 3.10
− Dispositivo de medição de esforços projetado em SolidWorks
Com as fases de projeto concluídas e, como etapa subseqüente, partiu-se para a
construção do dispositivo.
45
3.4.5.2 Montagem do Dispositivo de Medição de Esforços à Semeadora.
A forma construtiva da caixa medidora permitiu de maneira rápida a simples, não só
a montagem do dispositivo à estrutura da semeadora adubadora, como também facilitou a
operação de troca das ponteiras durante os testes, sem a necessidade de retirada do equipamento
da máquina. Além disso, possibilitou a manutenção da real posição de trabalho do conjunto
haste-ponteira sulcadora em sua forma original.
Os testes para aquisição dos dados referentes aos esforços de tração realizaram-se
sem o sistema corte de palha, com a intenção de se verificar a máxima solicitação na ponteira
sulcadora, sendo o dispositivo montado na linha central (L5) (Figura 3.11).
Figura 3.11
− Montagem do dispositivo para medição de esforços.
O dispositivo mostrou-se ser de baixo custo de confecção e facilidade de adaptação à
semeadora-adubadora. Além disso, apresenta como vantagem a precisão oferecida pelas células
de carga utilizadas, não exigindo calibração posterior. Outro aspecto a ser considerado é a
praticidade de reposição das células de carga, visto que, por serem comerciais são de fácil
aquisição, não exigindo demanda de tempo em construção.
Durante os ensaios embarcados, verificou-se a facilidade de operação do dispositivo
e do sistema eletrônico, permitindo rapidez e eficiência nas operações de campo e aquisição de
dados. Foi observado ainda a capacidade de combinar o sistema implementado para atender as
demandas de diversas pesquisas, podendo ser utilizado em diferentes tipos de semeadoras-
adubadoras.
46
3.4.5.3 Medição dos esforços – Sistema de condicionamento de sinal, aquisição e
armazenamento de dados.
A aquisição de dados realizada durante os ensaios específicos para análise da
influência do desgaste nas forças horizontal e vertical atuantes na ponteira sulcadora, foi
realizada com o auxílio de um equipamento para o condicionamento dos sinais e uma unidade de
registro, pertencentes ao Grupo de Projeto, Fabricação e Automação Industrial da UFRGS.
O condicionador de sinais utilizado foi o da marca Lynx, modelo ADS20000IP,
composto por conversor A/D e controlador AC2122 de 16 bits, condicionador de sinais AI2164
contendo 32 canais de entrada configuráveis por
software. Como unidade de registro, foi
utilizado um microcomputador portátil da marca Toshiba, modelo Satélite, processador Intel de
2GHz, 256 MB de memória RAM, capacidade de disco rígido de 30 Gbytes (Figura 3.12).
Figura 3.12 − Condicionador de sinais e microcomputador utilizados na aquisição dos esforços.
Nos ensaios de campo utilizou-se uma taxa de aquisição de 300 Hz (300 amostras
por segundo). Para pós-processamento dos dados, utilizou-se o programa Microsoft Excel na
tabulação, ajuste das curvas e geração de gráficos.
3.4.5.4
Calibração Estática do Dispositivo de Medição de Esforços.
Para a verificação da interferência causada nas forças horizontal e vertical medidas
pelas diferentes células de carga, principalmente pela ação dos vínculos existentes entre a haste e
as células de carga, submeteu-se o dispositivo à ação de carregamentos individuais e ortogonais,
na posição de operação, de forma a simular a verdadeira condição de trabalho durante a
realização dos testes de campo. Para efetivação dos ensaios, foram usinadas peças e suportes
especiais como forma de fixar o aparato de medição à uma estrutura metálica.
47
Nas três condições de calibração, ou seja, horizontal, vertical e inclinada, utilizou-se
uma célula de carga comercial do tipo “S”, capacidade de 20kN, como referência padrão para
medição dos valores de carga aplicados através de um esticador de rosca a ela vinculado e
responsável, por conseguinte, pela aplicação dos esforços às células de carga constituintes do
dispositivo. Antecedendo os ensaios, a célula “S” foi submetida a uma pré-calibração.
O processo, determinado como padrão foi realizado com três repetições em cada
etapa de calibração, utilizando-se uma taxa de aquisição de 30 Hz (amostras por segundo).
Na figura 3.13, a seguir, tem-se o detalhamento da montagem utilizada para
calibração dos dois canais horizontais e um vertical.
A B
C
Figura 3.13
− Detalhamento da montagem utilizada para calibração dos canais das células
de carga: A – Canal vertical, B – Canais horizontais, C – Canais horizontais e vertical
(dispositivo posicionado na condição de trabalho).
48
3.5 Análise das Propriedades Físicas do Solo.
O conhecimento dos atributos físicos do solo é de fundamental importância na
análise da interação solo-ferramenta.
Para tanto, em função dos objetivos do trabalho, foram coletadas e analisadas no
laboratório de física do solo do DS-FAEM-UFPel, amostras de solo das áreas de trabalho
representativas das etapas de análise do desgaste e de estudo das solicitações na ferramenta,
definidas a partir dos testes de campo.
Foram os seguintes os parâmetros analisados:
3.5.1 Textura dos Solos.
A parte sólida de um solo é constituída por material inorgânico e orgânico,
geralmente intimamente ligados. Em certos solos o material inorgânico sólido é constituído por
partículas grosseiras, dando-lhes o aspecto cascalhento ou arenoso; em outros, predominam as
partículas minerais coloidais, dando ao solo características argilosa. A argila, matéria orgânica, o
calcário e os sesquióxidos de ferro e alumínio, funcionam como agentes cimentantes, agregando
as demais partículas.
A textura do solo é estudada pela análise granulométrica, a qual permite classificar
os componentes sólidos em classes de acordo com seus diâmetros. Para uma mesma classe há
um limite superior e um inferior de acordo com a escala adotada. A textura do solo é expressa,
portanto, unicamente pelas classes de tamanho de partículas dentro de determinadas amplitudes
de variação e englobando material com diferentes composições e características. As partículas de
solo são assim denominadas: areia, silte e argila.
Para a análise da distribuição das partículas por tamanho, e, por conseguinte, a
determinação da granulometria dos solos, o procedimento utilizado foi o método do densímetro
de Bouyoucos [EMBRAPA, 1997].
Foram coletados, em cada área destinada aos ensaios de desgaste da ferramenta, 2
blocos de 6 amostras de solo deformadas, tomadas ao acaso, perfazendo um total de 36 amostras.
Os ensaios de laboratório foram realizados em 3 repetições de 6 amostras, por bloco. Na área
utilizada para análise dos esforços atuantes, o procedimento foi o mesmo, porém com somente
um bloco.
49
3.5.2 Teor de Água do Solo.
A metodologia para determinação do teor de água dos solos foi a do método
gravimétrico padrão, sendo as amostras coletadas à profundidade média de 0,12m.
Como critério de amostragem foram tomadas dez amostras de solo por etapa
trabalhada durante os ensaios de desgaste das ponteiras e quinze amostras na área destinada aos
ensaios para aquisição dos dados referentes aos esforços de tração.
3.5.3 Densidade do solo.
Para esta análise, a metodologia a usada foi a do anel volumétrico, onde a densidade
do solo é obtida através da relação entre a massa de solo seco em estufa à 105°C e o volume total
da amostra [EMBRAPA, 1997].
Amostras indeformadas foram coletadas na profundidade média de 0,12m e em
número de 6 por área utilizada nos ensaios.
3.5.4 Consistência.
A obtenção do índice de plasticidade dos solos foi feita a partir de amostras coletadas
a uma profundidade média de 0,12m e em número de 6 por área utilizada nos ensaios.
A metodologia usada para obtenção dos limites superior e inferior de plasticidade foi
aquela descrita em EMBRAPA, 1997.
50
4.
RESULTADOS E DISCUSSÃO
4.1
Propriedades Físicas dos Solos.
Os dados referentes aos atributos físicos dos solos utilizados para os ensaios de
desgaste, assim como os usados para a análise dos esforços atuantes nas ponteiras sulcadoras,
encontram-se descritos na tabela 4.1. Os dados apresentados referem-se às frações médias dos
valores obtidos a partir das amostras ensaiadas em laboratório (APÊNDICES 3 a 10).
Tabela 4.1 – Atributos físicos para caracterização dos solos estudados.
Parâmetro Solo 1 Solo 2 Solo 3 Solo 4
Textura (kg.kg
-1
)
Areia 0,831 0,748 0,737 0,611
Silte 0,100 0,149 0,162 0,257
Argila 0,069 0,103 0,101 0,132
Densidade (kg.m
-3
)
Densidade do Solo 1629,24 1791,59 1663,72 1512,93
Consistência (kg.kg
-1
)
Limite Superior Plasticidade 0,2003 0,2016 0,2499 0,2173
Limite Inferior Plasticidade 0,1897 0,1738 0,2225 0,1814
Índice de plasticidade 0,0106 0,0278 0,0274 0,0359
Observando-se os dados referentes a textura dos solos e utilizando-se o diagrama de
repartição de classes texturais para classificação granulométrica, apresentado em Oliveira et al.,
1992, pode-se classificar os solos como sendo de textura franco arenosa. Entretanto, verifica-se
que dentre os solos utilizados para a análise de desgaste das ponteiras, o solo 1 apresenta-se com
quantidade de areia superior aos demais solos (2 e 3), em aproximadamente 10%.
Com a finalidade de se verificar uma possível influência do diâmetro e a distribuição
dos grãos no desgaste da ferramenta, procedeu-se a análise granulométrica das frações areia dos
solos 1, 2 e 3 (tabela 4.2).
51
Tabela 4.2 – Análise granulométrica da fração areia (kg.kg
-1
) dos solos utilizados nas
etapas de ensaios de desgaste das ponteiras sulcadoras
− Solos 1, 2 e 3.
Solo 1 Solo 2 Solo 3
Peneira Média Retida Acumul. Média Retida Acumul. Média Retida Acumul.
(mm) (kg.kg
-1)
(%) (%) (kg.kg
-1)
(%) (%) (kg.kg
-1)
(%) (%)
1,00 0,025 2,49 2,49 0,034 3,36 3,36 0,071 7,11 7,11
0,50 0,399 39,87 42,35 0,289 28,89 32,25 0,279 27,95 35,06
0,25 0,404 40,37 82,72 0,397 39,70 71,95 0,292 29,20 64,26
0,10 0,125 12,52 95,24 0,201 20,15 92,10 0,249 24,92 89,17
0,05 0,041 4,15 99,39 0,067 6,74 98,84 0,095 9,45 98,62
< 0,05
0,006 0,610 100,00 0,012 1,16 100,00 0,014 1,38 100,00
Pela análise da tabela 4.2, verifica-se uma maior concentração dos grãos nas peneiras
0,50 e 0,25mm, no solo 1, enquanto que, nos solos 2 e 3, os grãos da fração areia encontram-se
mais distribuídos entre as peneiras de 0,50, 0,25 e 0,10mm, dando a indicação de uma maior
superfície específica e, consequentemente, de atrito com a ferramenta. Porém, por não se tratar
de um dado conclusivo, requer um estudo mais aprofundado a respeito.
4.2
Resistência à Penetração dos Solos.
Os valores médios obtidos nos ensaios para verificação da resistência à penetração
dos solos utilizados para os ensaios de desgaste (solos 1, 2 e 3), assim como o usado para a
análise dos esforços atuantes nas ponteiras sulcadoras (solo 4), encontram-se descritos na tabela
4.3. Da mesma forma, os correspondentes valores do teor de água apresentados referem-se a
média dos valores obtidos durante as diversas etapas de ensaio de campo (APÊNDICES 11 a
19).
A partir dos dados obtidos, foram montados os gráficos representativos da resistência
à penetração média dos solos em cada modalidade de ensaio, os quais se encontram apresentados
nas figuras 4.1 e 4.2.
52
Tabela 4.3 – Valores médios da resistência à penetração e teor de água (θ) obtidos durante
os ensaios de desgaste das ponteiras (solos 1, 2 e 3) e ensaio de tração (solo 4).
Resistência à Penetração
(kPa)
Profundidade
(cm)
Solo 1 Solo 2 Solo3 Solo 4
0,0 0,00 0,00 0,00 0,00
3,0 807,91 1513,33 2101,07 3142,88
6,0 1615,83 3026,66 2613,74 5541,68
9,0 1938,07 3326,96 3082,97 5432,20
12,0 2110,11 3336,34 3270,65 5178,82
15,0 2476,11 3111,12 2989,12 4947,34
18,0 2851,48 3026,66 3364,50 4134,02
21,0 2590,28 3289,42 2895,28 4031,36
24,0 2613,74 3589,72 3317,58 3966,23
27,0 2832,71 3186,19 3399,69 3463,79
30,0 2971,92 2706,84 2626,88 3101,36
θ média (kg.kg
-1
)
8,22 12,38 14,06 13,11
Figura 4.1
− Gráfico comparativo da resistência à penetração dos Solos 1, 2 e 3.
Resistência à Penetração (kPa)
0
3
6
9
12
15
18
21
24
27
30
0 1000 2000 3000 4000
Profundidade (cm)
Solo 1 Solo 2 Solo 3
53
Figura 4.2 − Gráfico representativo da resistência à penetração do Solo 4.
Pela análise da tabela 4.3 e figura 4.1, considerando a profundidade média de
trabalho de 0,12m, observa-se que os solos 2 e 3 , apresentam a resistência à penetração com
valores muito próximos. Já o solo 1, estabelecendo-se a mesma análise em relação aos outros
dois (solos 2 e 3), apresenta-se, nesta mesma profundidade, com resistência à penetração inferior
na ordem de aproximadamente 36%.
O solo 4, utilizado para os ensaios de tração, pela análise da tabela 4.3 e em
consonância com a figura 4.2, mostrou-se com a resistência à penetração mais elevada do que
aquela presente nos demais solos, atingindo o patamar de 5.178kPa na profundidade de 0,12m.
Tal fato pode ser explicado pela utilização que vinha sendo dada a este solo, ou seja, o mesmo
servia para a pastagem de gado.
4.3
Desgaste das Ponteiras Sulcadoras
4.3.1 Desgaste em massa.
As tabelas, a seguir, apresentam os valores da perda de massa e o desgaste percentual
por etapa trabalhada (Tabelas 4.4 e 4.5), das ponteiras construídas em Aço SAE 1060 e ADI,
respectivamente (APÊNDICES 20 a 28).
Resistência à Penetração (kPa)
0
3
6
9
12
15
18
21
24
27
30
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Profundidade (cm)
54
Tabela 4.4 – Evolução da perda de massa e desgaste percentual das ponteiras construídas
em Aço SAE 1060, forjado, por etapa de trabalho.
PONTEIRAS DE AÇO SAE 1060, FORJADO
S2 S4 S7 S9 Média
Etapa
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
(h) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%)
0,0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,5 5,71 1,52 7,42 1,83 8,16 2,12 8,36 2,20 7,41 1,92
1,0 10,57 2,81 13,77 3,40 15,21 3,95 15,66 4,12 13,80 3,57
2,0 26,01 6,91 25,98 6,41 30,59 7,94 28,80 7,58 27,85 7,21
3,0 37,64 10,00 38,20 9,42 44,82 11,63 40,96 10,78 40,41 10,46
4,0 50,79 13,49 49,84 12,30 55,51 14,40 51,67 13,60 51,95 13,45
5,0 66,26 17,60 63,67 15,71 71,60 18,58 67,74 17,82 67,32 17,43
6,0 90,11 23,93 81,94 20,22 92,71 24,06 88,31 23,24 88,27 22,86
7,0 111,39 29,58 98,97 24,42 112,93 29,30 112,41 29,58 108,93 28,22
8,0 137,65 36,56 123,36 30,44 131,67 34,17 136,84 36,01 132,38 34,29
9,0 159,07 42,25 142,00 35,03 150,23 38,98 159,00 41,84 152,58 39,53
10,0 178,51 47,41 158,37 39,07 171,80 44,58 176,63 46,48 171,33 44,39
11,0 210,57 56,79 181,91 45,72 195,10 51,72 202,23 54,41 197,45 52,16
12,0 235,79 62,63 204,42 50,44 221,04 57,36 230,21 60,57 222,87 57,75
55
Tabela 4.5 – Evolução da perda de massa e desgaste percentual, por etapa de trabalho, das
ponteiras construídas em ADI.
PONTEIRAS DE ADI
A1 A3 A6 A8 Média
Etapa
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
(h) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%)
0,0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,5 5,97 1,25 5,85 1,20 6,24 1,29 5,44 1,13 5,88 1,22
1,0 11,19 2,34 9,83 2,02 10,36 2,15 10,98 2,28 10,59 2,20
2,0 18,83 3,94 19,71 4,06 19,61 4,06 20,36 4,22 19,63 4,07
3,0 27,24 5,70 27,98 5,76 29,21 6,05 30,00 6,22 28,61 5,93
4,0 37,20 7,78 37,30 7,68 37,08 7,69 38,69 8,03 37,57 7,79
5,0 45,90 9,60 45,80 9,43 45,94 9,52 49,98 10,37 46,91 9,73
6,0 60,30 12,62 60,26 12,41 58,18 12,06 67,30 13,96 61,51 12,76
7,0 74,77 15,64 73,37 15,11 71,08 14,73 83,23 17,26 75,61 15,69
8,0 88,19 18,45 86,64 17,84 84,03 17,42 97,86 20,30 89,18 18,50
9,0 101,06 21,15 98,90 20,37 97,55 20,22 113,76 23,60 102,82 21,33
10,0 111,60 23,35 109,00 22,45 108,57 22,50 126,77 26,29 113,99 23,65
11,0 129,20 27,38 126,37 26,34 124,48 26,14 144,34 30,28 131,10 27,53
12,0 144,64 30,26 142,05 29,25 142,35 29,51 164,24 34,07 148,32 30,77
A análise de variância do desgaste percentual da massa das ponteiras de Aço SAE
1060, forjado e ADI (APÊNDICE 28), demonstra que as mesmas diferem entre si, ao nível de
1% de significância.
O gráfico (Figura 4.3), montado a partir das tabelas 4.4 e 4.5, apresenta as curvas de
ajuste, determinando a tendência de desgaste médio de cada ferramenta, em função das etapas
em que as mesmas foram utilizadas. Por meio destes pontos foram obtidas as equações de ajuste,
que permitem a identificação do desgaste percentual das ponteiras em função do período de
tempo trabalhado, as quais vêm a ser:
D = 0,1649h
2
+ 2,8657h, com R
2
= 0,9988, para a ferramenta de Aço SAE 1060 e,
D = 0,0701h
2
+ 1,7181h, com R
2
= 0,9988, para a ferramenta de ADI;
onde D é o desgaste em percentagem e h é o número de horas trabalhadas.
56
Figura 4.3 – Curvas de ajuste da tendência de desgaste percentual, em massa, das ponteiras
de Aço SAE 1060, forjado e ADI, em função das etapas de trabalho.
Através da análise das tabelas 4.4 e 4.5, em conjunto com a figura 4.3, observa-se
que para a condição de solo arenoso, o desgaste médio das ponteiras apresentou-se de duas
formas distintas; até a quinta hora de trabalho e posteriormente a esta. Em ambas as situações ele
mostrou-se linear, entretanto após 5h de trabalho o desgaste foi mais acentuado. Também se
verifica que estas ponteiras terão uma tendência de vida útil em torno de 10h e 17h,
respectivamente para as ferramentas de Aço SAE 1060 e ADI. A partir destes períodos de
trabalho, utilizando-se as equações acima referidas, observa-se que as ferramentas passam a
apresentar uma perda de massa em torno de 50% com relação a sua massa inicial, fazendo com
que as mesmas não sejam mais capazes de cumprir a sua função.
Em face das pesquisas realizadas por Dommarco et al., 2001, e Zimba et al., 2003,
como era de se esperar, também verificou-se a melhor performance do Ferro Fundido Nodular
Austemperado.
O melhor comportamento do ADI pode ser atribuído a particular microestrutura em
toda a seção da ferramenta obtida pela austêmpera, onde a precipitação dos carbonetos é
retardada durante o tratamento de calor. Já a ponteira em Aço SAE 1060, obtida através do
processo de forjamento, induz a uma resistência ao desgaste apenas superficial, diferentemente
do núcleo da ferramenta, em face do provável encruamento superficial do material originado
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
Ponteira ADI Ponteira Aço
57
pelo processo de fabricação. Isto pode ser uma explicação para a maior taxa de desgaste
observada a partir da quinta hora com aquele material.
Como forma de privilegiar uma análise mais generalizada e de forma mais
simplificada procurou-se definir a tendência de desgaste das ferramentas de forma linear,
estabelecendo-se as equações de ajuste a partir do gráfico (figura 4.4), correspondente às linhas
de tendência de desgaste das ponteiras de Aço e ADI. São elas:
D = 4,4084h com R
2
= 0,9744, para a ferramenta de Aço SAE 1060 e,
D = 2,3739h com R
2
= 0,9828, para a ferramenta de ADI;
onde D é o desgaste em percentagem e h é o número de horas trabalhadas.
Figura 4.4
− Curvas de ajuste linear da tendência de desgaste percentual, em massa, das
ponteiras de Aço SAE 1060, forjado e ADI, em função das etapas de trabalho.
4.3.2 Desgaste em área – Método fotográfico
As tabelas, a seguir, apresentam os valores da perda de área frontal (projeção frontal)
e o respectivo desgaste percentual por etapa trabalhada (Tabelas 4.6 e 4.7), das ponteiras
construídas em Aço SAE 1060 e ADI, respectivamente, obtidas através fotografia digital e
determinadas a partir do programa AutoCAD (APÊNDICES 29 a 41).
O gráfico (figura 4.5), obtido a partir das tabelas 4.6 e 4.7, mostra as curvas de
ajuste, determinando a tendência de desgaste médio de cada ferramenta, em função das etapas de
ensaio. A partir daí, foram calculadas as equações de ajuste, o que permitiu a identificação do
desgaste percentual das ponteiras em função do período de tempo trabalhado, as quais vêm a ser:
D = 0,2775h
2
+ 2,8755h, com R
2
= 0,9993, para a ferramenta de Aço SAE 1060 e,
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
Ponteira ADI Ponteira Aço
58
D = 0,0789h
2
+ 2,9003h, com R
2
= 0,9997, para a ferramenta de ADI;
onde D é o desgaste em percentagem e h é o número de horas trabalhadas.
Tabela 4.6
− Evolução da perda de área e desgaste percentual frontal, por etapa de
trabalho, das ponteiras construídas em Aço SAE 1060, forjado – Método Fotográfico.
PONTEIRAS DE AÇO SAE 1060, FORJADO
S2 S4 S7 S9 Média
Etapa
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
(h) (mm
2
) (%) (mm
2
) (%) (mm
2
)(%) (mm
2
)(%) (mm
2
) (%)
0,0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,5 21,8 1,95 21,8 1,94 22,1 1,96 22,6 2,00 22,1 1,96
1,0 43,3 3,86 44,7 3,98 45,9 4,07 45,9 4,06 45,0 4,00
2,0 89,4 7,98 90,8 8,09 92,4 8,20 91,8 8,13 91,1 8,10
3,0 132,6 11,83 135,7 12,09 138,9 12,33 140,0 12,40 136,8 12,16
4,0 178,8 15,96 181,2 16,15 184,0 16,33 186,1 16,48 182,5 16,23
5,0 225,4 20,12 226,1 20,15 231,6 20,56 233,3 20,66 229,1 20,37
6,0 298,0 26,60 298,6 26,61 303,5 26,94 304,8 26,99 301,2 26,78
7,0 371,2 33,13 372,4 33,18 376,3 33,40 377,9 33,47 374,5 33,29
8,0 453,0 40,43 455,5 40,59 459,4 40,77 460,7 40,80 457,2 40,65
9,0 537,2 47,94 541,0 48,20 544,0 48,28 546,3 48,38 542,1 48,20
10,0 629,4 56,17 631,7 56,29 635,4 56,39 636,8 56,39 633,3 56,31
11,0 732,3 65,35 733,2 65,33 738,2 65,52 740,3 65,56 736,0 65,44
12,0 840,6 75,02 837,1 74,59 843,6 74,87 845,1 74,84 841,6 74,83
59
Tabela 4.7 – Evolução da perda de área e desgaste percentual frontal, por etapa de
trabalho, das ponteiras construídas em ADI – Método Fotográfico.
PONTEIRAS DE ADI
A1 A3 A6 A8 Média
Etapa
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
Desgaste
acumulado
(h) (mm
2
) (%) (mm
2
) (%) (mm
2
)(%) (mm
2
)(%) (mm
2
) (%)
0,0 0,0 0,00 0,0 0,00 0,0 0,00 0,0 0,00 0,0 0,00
0,5 17,2 1,68 17,8 1,73 16,4 1,60 16,80 1,63 17,0 1,66
1,0 34,3 3,35 34,9 3,39 33,5 3,26 33,70 3,28 34,1 3,32
2,0 68,0 6,64 68,7 6,67 63,8 6,21 62,00 6,03 65,6 6,39
3,0 101,7 9,92 103 10,00 100,7 9,79 95,30 9,27 100,2 9,75
4,0 137,6 13,43 136 13,20 131,8 12,82 130,80 12,73 134,1 13,04
5,0 161,9 15,80 166,9 16,20 167,9 16,33 164,10 15,97 165,2 16,08
6,0 200,4 19,56 201,3 19,54 205,8 20,02 205,50 20,00 203,3 19,78
7,0 241,6 23,58 248 24,08 247,0 24,02 250,30 24,36 246,7 24,01
8,0 282,7 27,59 303,4 29,45 291,2 28,32 294,40 28,65 292,9 28,50
9,0 325,7 31,78 347,3 33,72 331,4 32,23 334,10 32,51 334,6 32,56
10,0 369,4 36,05 385,8 37,45 379,0 36,86 382,50 37,22 379,2 36,90
11,0 418,2 40,81 430,8 41,82 419,6 40,81 438,00 42,62 426,7 41,52
12,0 468,4 45,71 472,3 45,85 467,0 45,42 488,50 47,54 474,1 46,13
A análise de variância do desgaste percentual frontal das ponteiras de Aço SAE
1060, forjado e ADI (APÊNDICE 37), também demonstra que as mesmas diferem entre si, ao
nível de 1% de significância.
60
Figura 4.5 – Curvas de ajuste da tendência de desgaste da área frontal das ponteiras de
Aço SAE 1060, forjado e ADI, em função das etapas de trabalho – Método Fotográfico.
Observando-se as tabelas 4.6 e 4.7 e a figura 4.5, verifica-se que o desgaste médio da
área frontal das ponteiras e, neste caso, determinado a partir das variações da projeção da área
frontal das ferramentas, apresentou-se também de duas formas distintas e similares ao desgaste
em massa, ou seja, até a quinta hora de trabalho e posteriormente a esta. Em ambas as situações
ele mostrou-se linear, entretanto após 5h de trabalho o desgaste se manifesta de forma mais
acentuada nas ponteiras de aço. As ponteiras de ADI apresentam-se, linearmente, com menor
desvio. Verifica-se ainda que, após 12 horas, o desgaste médio frontal das ferramentas de aço foi
na ordem de 74,83%, enquanto que, as de ADI, apresentaram um desgaste de 46,13%,
representando uma diferença aproximada de 62%.
Como forma de definir a tendência linear de desgaste da área frontal das ferramentas,
foram estabelecidas as equações de ajuste a partir do gráfico (figura 4.5), tomando-se como base
a linha de tendência de desgaste de cada tipo de material constituinte das ponteiras, ou seja:
D = 5,4720h, com R
2
= 0,9623, para a ferramenta de Aço SAE 1060 e,
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
012345678910111213
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
Ponteira Aço Ponteira ADI
61
D = 3,6382h, com R
2
= 0,9920, para a ferramenta de ADI;
onde D é desgaste em percentagem e h é o número de horas trabalhadas.
Figura 4.6
− Curvas de ajuste linear da tendência de desgaste da área frontal das ponteiras
de Aço SAE 1060, forjado e ADI, em função das etapas de trabalho – Método Fotográfico.
4.3.3 Desgaste em área – Método Digmill (digitalização a laser)
A tabela 4.8, apresenta os valores da perda de área frontal e o respectivo desgaste
percentual em 7 etapas de trabalho, a partir de uma das ponteiras construídas em ADI e escolhida
aleatoriamente (ponteira A3). A escolha recaiu sobre as ponteiras em ADI, tendo em vista a
melhor performance destas ferramentas em relação as de Aço SAE 1060. Os resultados foram
obtidos tomando-se como base as peças moldadas em gesso (APÊNDICE 42).
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
Ponteira Aço Ponteira ADI
62
Tabela 4.8 – Evolução do desgaste percentual frontal, por etapa de trabalho, das ponteiras
construídas em ADI – Método Digimill.
Etapa Desgaste Acumulado
(h) (%)
0,0 0,00
2,0 7,32
4,0 12,51
5,0 16,37
6,0 20,32
8,0 27,39
9,0 31,99
O gráfico (figura 4.7), obtido a partir da tabela 4.8, apresenta a curva de ajuste,
determinando a tendência de desgaste da ferramenta, em função das etapas de ensaio.
Figura 4.7
− Curva de ajuste linear da tendência de desgaste da área frontal das ponteiras
de ADI, em função das etapas de trabalho
− Método Digimill.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
012345678910
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
Ponteira ADI - A3
63
Através da análise da tabela 4.8, em consonância com a figura 4.7, verifica-se que o
desgaste da parte frontal das ponteiras, apresentou-se com uma tendência de desgaste linear.
Como forma de definir esta condição, determinou-se a equação de ajuste linear a partir do
gráfico (figura 4.8), a qual vem a ser:
D = 3,4311h, com R
2
=0,9952 , para a ferramenta de ADI;
onde D é o desgaste em percentagem e h é o número de horas trabalhadas.
O gráfico (figura 4.8), obtido a partir das tabelas 4.7 e 4.8, apresenta as curvas de
ajuste da tendência de desgaste da área frontal da ponteira A3, estabelecidas a partir dos métodos
fotográfico e da digitalização a laser..
Figura 4.8
− Gráfico comparativo das curvas de ajuste da tendência de desgaste da área
frontal da ponteira A3, estabelecidas a partir dos métodos fotográfico e Digimill.
Devido ao alto custo dos testes no aparelho Digimill e a pouca disponibilidade de seu
uso, devido à demanda de trabalho, somente foi possível realizar o ensaio na ponteira ADI-A3.
Isso não permitiu a verificação de testes estatísticos para comparação dos dois métodos. No
entanto, pela análise visual do gráfico da figura 4.8, assim como pelas equações de ajuste
calculadas, verifica-se a correspondência de resultados entre os dois métodos utilizados,
apontando para a escolha do menos oneroso, ou seja, o da fotografia digital das ferramentas.
y = 3,4311x
R
2
= 0,9952
y = 3,5552x
R
2
= 0,9872
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
012345678910
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
Ponteira ADI - A3 (Digimill) Ponteira ADI-A3 (Foto)
64
4.4 - Análise dos Esforços de Tração.
4.4.1 − Calibração do Dispositivo de Medição de Esforços.
Para a realização do processo de calibração e, como forma de medir os esforços
horizontal e vertical transmitidos pela haste sulcadora, o dispositivo de medição foi afixado a
uma estrutura metálica em três posições distintas, ou seja, vertical, horizontal e inclinada
(correspondente à posição de trabalho). Através da aplicação de esforços conhecidos, a partir da
célula de carga do tipo S tomada como referência de padrão secundário, verificou-se os valores
obtidos e correspondentes aos canais de saída das células de carga comerciais “shear beam”
constituintes do aparato de medição. Como resultado obteve-se a geração dos arquivos de
aquisição em cada etapa de ensaio, os quais foram convertidos em gráficos, possibilitando a
análise dos dados e, consequentemente, a avaliação da calibração do dispositivo.
Descrição dos arquivos de aquisição:
a)
Calibração do Canal Vertical;
b)
Calibração dos Canais Horizontais;
c)
Calibração dos Canais Horizontais e Vertical (posição de operação no campo).
4. 4.1.1 − Calibração do Canal Vertical
Os gráficos correspondentes à calibração vertical (
APÊNDICES 43 e 44 ), apresentam
os dados dos arquivos obtidos nos ensaios 01 a 05, a partir da montagem conforme figura 4.9.
Figura 4.9 – Montagem para calibração vertical do dispositivo de medição.
65
Importante salientar, neste caso, que a proposição foi a de aplicar as cargas de
carregamento e descarregamento perpendicularmente à célula de carga disposta na posição
horizontal do dispositivo de medição.
Observando-se o gráfico representativo da média dos valores obtidos (figura 4.10),
verifica-se, através da equação de ajuste, um desvio no valor da resposta da célula de carga em
relação à carga aplicada. Este fato pode advir de interferência das peças responsáveis pela
vinculação da célula de carga à haste sulcadora, por incorreções na montagem dos dispositivos
empregados para o tracionamento do mecanismo, por incerteza do instrumento de medição ou
erros aleatórios. Apesar disso, verifica-se uma boa linearidade e pouca dispersão, demonstrando
uma aceitável correspondência aos carregamentos aplicados, o que se observou também nos
canais horizontais, os quais apresentaram um desvio pouco significativo, demonstrando não
haver interferência quando da aplicação da carga vertical isoladamente
Figura 4.10 – Curva de calibração da força vertical em função da carga aplicada
(dispositivo submetido somente à carregamento vertical).
Como forma de avaliar estes efeitos com maior acuidade e buscando obter melhores
informações quanto à precisão do mecanismo e, consequentemente, dar uma maior
confiabilidade nos resultados, o dispositivo de medição foi analisado em mais duas condições de
montagem diferentes e em três repetições cada uma.
Calibração Canal Vertical (Média)
y = 1,1482x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Força VERT Média (N)
FV (N)
66
4.4.1.2 − Calibração dos Canais Horizontais.
Os gráficos correspondentes à calibração dos canais horizontais (APÊNDICES 45 a
47), apresentam os dados dos arquivos obtidos nos ensaios 06 a 08, a partir da montagem
conforme figura 4.11.
Figura 4.11 – Montagem para calibração dos canais horizontais do dispositivo de medição.
Neste ensaio, o propósito foi o de aplicar as cargas de carregamento e
descarregamento perpendicularmente às células de carga dispostas verticalmente no dispositivo
de medição de esforços.
Para cada gráfico de aquisição tem-se um gráfico representativo da resultante das
forças FHs e Fhi obtidas como resposta das células à carga aplicada. Assim, o valor do resultante
deveria ser igual ao valor de carga aplicada, resultando numa relação de 1:1. Tomando-se o valor
médio dos valores obtidos nos ensaios correspondentes, tem-se o valor de 1,0048 = ~ 1 ; ou seja,
o dispositivo respondeu adequadamente (figura 4.12). Verifica-se, ainda, uma boa linearidade e
pouca dispersão o que demonstra que os valores medidos pelo dispositivo corresponderam ao
carregamento aplicado de forma correta.
Carga
Aplicada
C. Carga
Verticais
67
Figura 4.12 - Curva de calibração da resultante horizontal em função da carga aplicada
(dispositivo submetido somente à carregamento horizontal).
Nesta situação de ensaio, ou seja, ao aplicar-se somente o carrregamento e
descarregamento horizontal, verificou-se novamente uma interferência no canal vertical,
indicando um provável erro de ajuste entre as peças utilizadas como vínculo da célula de carga à
haste ou incorreções na montagem do mecanismo.
4.4.1.3 Calibração Simultânea dos Canais Horizontais e Vertical.
Os gráficos correspondentes à calibração simultânea dos canais horizontais e vertical
(APÊNDICES 48 a 53), apresentam os dados dos arquivos obtidos nos ensaios 09 a 11, a partir
da montagem conforme figura 4.13. Representam as respostas dos canais horizontais e vertical
do dispositivo de medição de esforços aos correspondentes carregamentos e descarregamentos
aplicados, na condição de inclinação de 15º.
Para cada gráfico de aquisição tem-se dois gráficos representativos da resultante das
forças FHs e Fhi obtidas como resposta das células de carga às solicitação aplicadas, ou seja,
carga plena e componente da carga (cos 15º). Na resposta ao esforço vertical, para cada gráfico
de aquisição foi gerado um gráfico considerando-se a componente da carga aplicada, a partir da
inclinação estabelecida (sen 15º).
Neste ensaio, portanto, o propósito foi o da aplicação das cargas com o dispositivo
orientado condição semelhante a de montagem na semeadora adubadora, de forma a simular a
real condição de operação das ponteiras sulcadoras durante as operações de campo.
Resultante HOR X Carga Aplicada
(Média)
y = 1,0048x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000
Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultante (FHs-Fhi)
68
Figura 4.13 – Montagem para calibração dos canais horizontais e vertical com o dispositivo
de medição montado na posição de operação (inclinação de 15º).
Observando-se os gráficos de resposta dos canais horizontais tem-se uma linearidade
com pouco desvio, enquanto que no canal vertical tem-se uma resposta não linear do sistema,
percebendo-se, novamente, a aparente interferência da montagem mecânica no resultado lido.
Observa-se que os comportamentos se repetem nas três aquisições realizadas.
A partir dos arquivos obtidos nas três repetições realizadas, tomou-se como
procedimento determinar a média dos resultados e considerá-lo como coeficiente de resposta do
sistema (figuras 4.14 e 4.15).
Figura 4.14 – Média das respostas do canal vertical X componente carga aplicada (sen 15º)
Força VERT Média X Componente Carga Aplicada (sen 15º)
y = 0,8997x
0
200
400
600
800
1000
1200
0 200 400 600 800 1000 1200
Comp. VERT Carga Aplicada (N)
Força VERT (N)
FV (N) (Média)
15º
FV
FHs
FHi
Carga
Aplicada
15º
Componente
Horizontal
Componente
Vertical
69
Figura 4.15 – Média da resultante das respostas dos canais horizontais X componente da
carga aplicada (cos 15º).
Pela análise dos gráficos obtidos, verifica-se que a resultante horizontal apresenta
desvio de linearidade pouco perceptível, o que demonstra que o sistema está medindo
adequadamente. Os valores apresentam pequena dispersão, resultando num R
2
superior a 0,99.
Já os gráficos das resultantes dos valores de carregamento vertical, apresentam uma
histerese bastante saliente, repetindo o que se verificou nos ensaios anteriores. Mesmo assim, a
curva de ajuste linear dos pontos resultou em valores aceitáveis, denotando que ao final, se forem
feitas médias com os valores de aquisição a uma taxa de aquisição mais alta, pode-se ter bons
resultados práticos.
4.4.2 Análise e Determinação das Forças Horizontal e Vertical atuantes na Ponteira.
Direção e sentido de avanço
da máquina
FH
sx
FHs
FHsy
FVx
FV
FV
y
FHix
FHi
FHiy
α
FVp
FHp
α
α
α
α
Figura 4.16
− Representação esquemática das forças atuantes.
Res. HOR Média X Componente HOR Car
g
a Aplicada (cos 15º)
y = 1,0103x
0
1000
2000
3000
4000
5000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Comp. HOR Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultate (FHs-Fhi) (Média)
70
A partir da representação esquemática (figura 4.16), estabeleceram-se as equações
que determinam as forças horizontal e vertical atuantes, em função do ângulo de inclinação da
haste sulcadora (Eq. 1 e 2), conforme desenvolvimento a seguir:
FH
P
+ FHi
x
+ FV
x
= FHs
x
,
logo:
FH
P
= FHs
x
− FHi
x
− FV
x .
Como:
FHs
x
= FHs.cos α ,
FHi
x
= FHi.cos α ,
FV
x
= FV.sen α ;
e,
RH = FHs – FHi ,
então,
FH
P
= FHs.cos α − FHi.cos α − FV.sen α ,
ou,
FH
P
= (FHs − FHi).cos α − FV.sen α ,
logo,
FH
P
= RH.cos α − FV.sen α ......................................................................................(1)
De maneira análoga:
FV
P
+ FHi
y
= FV
y
+ FHs
y
,
ou,
FV
P
= FHs
y
- FHi
y
+ FV
y
,
então,
FV
P
= FHs.sen α - FHi.sen α + FV. cos α ,
logo,
FV
P
= (FHs – FHi).sen α + FV. cos α ,
Assim sendo,
FV
P
= RH.sen α + FV. cos α ...................................................................................(2)
Onde:
FH
P
e FV
P
, forças horizontal e vertical atuantes sobre a ponteira sulcadora (N),
RH, resultante das respostas das células de carga posicionadas verticalmente (N),
α, ângulo de inclinação da haste sulcadora ( º ),
FV, resposta da célula de carga posicionada horizontalmente (N),
71
FHs e FHi, respostas das células de carga posicionadas verticalmente (N),
FV
x
e FV
y,
respectivamente, componentes horizontal e vertical da resposta da célula de carga
posicionada horizontalmente (N),
FHs
x
e FHi
x
, componentes horizontais das respostas das células de carga posicionadas
verticalmente (N),
FHs
y
e FHi
y,
componentes verticais das respostas das células de carga posicionadas
verticalmente (N).
A figura 4.17 apresenta um conjunto de gráficos típicos e representativos das
respostas das células de carga aos esforços atuantes, em uma medição de campo. Estes registros
possibilitaram analisar e quantificar o comportamento e a influência do desgaste nas forças
horizontal e vertical atuantes na ponteira sulcadora (APÊNDICES 54 a 84).
Através do exemplo gráfico da figura 4.17, é possível observar, de forma qualitativa,
o comportamento da máquina em uma repetição durante o período de ensaio. Entre 0 e 5
segundos (eixo X), tem-se o momento em que a máquina foi baixada. De 5 a aproximadamente
10 segundos, permaneceu parada. A partir deste momento, tem-se o início do deslocamento,
percebendo-se a região de aceleração do conjunto e, após, o regime de operação na condição
plena com a velocidade constante (aproximadamente de 15 a 30 segundos).
Figura 4.17 - Registro da medição das forças atuantes nas células de carga do dispositivo de
medição de esforços, em uma repetição realizada durante as etapas de ensaio.
Instante em que a
ponteira entra em
Início da
operação de
Término da
operação de
Instante em que
a semeadora é
72
Os valores da demanda de tração na ponteira sulcadora em um Planossolo com 0,611
kg.kg
-1
de areia, 0,257kg.kg
-1
de silte e 0,132kg.kg
-1
de argila, com conteúdo médio de água de
0,13kgkg
-1
, operando a uma profundidade média de 0,12m, foram agrupados na tabela 4.9, a
partir das respostas das células de carga obtidas durante nos ensaios de campo e calculados
através das equações 1 e 2, considerando-se um ângulo de inclinação da haste de 15º. Referem-
se, portanto, aos valores das forças horizontal e vertical atuantes na ferramenta em diferentes
etapas de desgaste, tomando-se como ponto de partida a ponteira em seu estado original.
Tabela 4.9
− Forças horizontal e vertical numa ponteira sulcadora de adubo em diferentes
estágios de desgaste, operando com ângulo de inclinação da haste sulcadora de 15º em um
Planossolo.
Etapa
Desgaste
Arquivo
FV
Média
FHs
Média
FHi
Média
RH
Média
FV
RH
FV
P
FH
P
(%) nº (N) (N) (N) (N) (N) (N) (N) (N)
1 643,5 12565,8 10930,8 1635,1
2 633,7 12575,6 10574,7 2000,9
0
3 607,9 12250,2 10155,3 2094,9
628,4
1910,3
1101,4
A
1682,6
A
4 418,5 11171,3 8731,4 2439,9
5 637,2 11904,0 9743,4 2160,6
6
6 549,3 11643,5 9396,3 2247,2
535,0
2282,6
1107,5
A
2066,3 AB
7 362,4 11293,2 9067,3 2225,8
8 442,2 9926,0 7662,4 2263,7
15
9 388,9 11728,0 9406,9 2321,2
397,8
2270,2
971,8
A
2089,9 AB
10 471,5 11634,7 9193,0 2441,8
11 274,5 9371,5 6948,6 2422,9
31
12 239,6 10790,3 8217,2 2573,1
328,5
2479,2
959,0
A
2309,7 BC
13 236,1 10364,6 7549,0 2815,6
14 434,9 9823,3 7196,2 2627,1
46
15 257,3 9236,5 6664,5 2572,0
309,4
2671,6
990,4
A
2500,5 C
Médias seguidas de mesma letra maiúscula na coluna não diferem estatisticamente no nível de
significância de 5% pelo teste de Tuckey (dms = 407,9N). (APÊNDICES 85 e 86)
73
O gráfico (Figura 4.18), montado a partir da tabela 4.9, mostra as curvas de ajuste,
determinando a tendência das forças horizontal e vertical atuantes, em função do desgaste, em
massa, da ferramenta. As equações de ajuste, que permitem a identificação destes esforços vêm a
ser:
FH
p
= −0,2378D
2
+ 26,23D + 1774,4 com R
2
= 0,9136 e,
FV
p
= 0,1716D
2
– 10,757D + 1122,3 com R
2
= 0,8510;
onde FH
p
e FV
p
são, respectivamente, as forças horizontal e vertical atuantes sobre a ponteira e D
o desgaste percentual, em massa, da ferramenta.
Figura 4.18
− Curvas de ajuste da tendência das forças horizontal e vertical atuantes na
ponteira sulcadora.
Através da análise da tabela 4.9 e da figura 4.19, podemos identificar que:
− até 15% de desgaste não houve aumento significativo na força horizontal medida
na ponteira, a nível de 5% de probabilidade. Já com desgastes maiores, a FH
P
aumentou;
− respostas entre 6 e 31% não provocaram diferenças significativas na força
horizontal, a nível de 5% de probabilidade;
− houve aumento significativo de FH
P
, ao nível de 5% de significância, quando o
desgaste passou de 15 para 46%;
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
0 1020304050
Desgaste (%)
Força (N)
FVp FHp
74
− com relação a força vertical na ponteira, não houve influência significativa do
desgaste, considerando-se o nível de significância de 5%.
Discutindo-se estes dados de uma forma genérica, observa-se que a FH
P
aumenta à
medida que a ferramenta vai se desgastando. Fenômeno este mais evidente a partir de 15% de
desgaste.
Este comportamento pode ser atribuído à variação do ângulo de ataque da ferramenta
na medida em que a ponteira é desgastada, perdendo-se a condição ótima de projeto. Outra
hipótese para explicar o aumento da força horizontal é a compensação da profundidade de
trabalho pelo mecanismo de regulagem de profundidade da máquina, promovendo o
aprofundamento a parte mais larga da ponteira, o que aumenta a área de contato solo-ferramenta
e, consequentemente, FH
P.
75
5. CONCLUSÕES
Os resultados permitiram identificar que num período de 12h de trabalho, em um
solo franco arenoso, a perda média de massa das ferramentas, construídas em Aço SAE 1060 e
ADI foi, respectivamente, de 57,75% e 30,77% em relação a sua massa original. Verificou-se
que a ponteira em ADI, apresentou a tendência em atingir 17h de vida útil, enquanto que para a
ponteira em Aço SAE 1060, forjado, esta tendência foi de 10h, o que representa dizer que a
ferramenta construída em ADI registrou uma vida útil superior, a ponteira de Aço SAE 1060, em
aproximadamente 70%.
Não foi possível comparar estatisticamente a medida do desgaste da área frontal das
ferramentas através da fotografia digital e o da digitalização a laser. Porém, a análise visual dos
resultados aponta para os mesmos valores de desgaste.
O dispositivo de medição dos esforços mostrou-se ser de baixo custo de confecção e
facilidade de adaptação à semeadora-adubadora, apresentando como vantagem a precisão
oferecida pelas células de carga, além da praticidade de reposição das mesmas. Além disso, pela
facilidade de operação, rapidez e eficiência nas operações de campo e aquisição de dados, o
mesmo pode ser utilizado em diferentes tipos de semeadoras-adubadoras.
Com relação aos esforços atuantes na ponteira os resultados permitiram identificar
que a força horizontal aumentou na medida em que a ferramenta foi se desgastando,
evidenciando-se de forma mais significativa a partir de 15% de desgaste. Já com relação com
relação à força vertical na ponteira, o desgaste não a influenciou significativamente,
considerando-se o nível de probabilidade de 5%.
76
6. SUGESTÕES DE CONTINUIDADE
− ENSAIOS EM DIFERENTES TIPOS DE SOLOS − Sugere-se a continuidade de
investigação em outros tipos de solos com a finalidade promover informações adicionais que
possam contribuir com o desenvolvimento das máquinas utilizadas para a agricultura..
− MULTITESTE – Desenvolvimento de uma máquina ou mecanismo versátil que
possibilite a realização múltipla de ensaios com diferentes tipos de ferramentas e regulagens em
uma mesma condição de solo.
− GEOMETRIA DA FERRAMENTA – A partir da geração das superfícies
tridimensionais das ponteiras em suas diversas etapas de desgaste, verificar a localização do
desgaste e propor novas alternativas para a configuração geométrica da ferramenta, através
malhas de triângulos para análises de elementos finitos, por exemplo.
77
7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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83
APÊNDICES
APÊNDICE 1 – Características gerais das células de carga utilizadas no dispositivo de
medição das forças horizontal e vertical atuantes na ponteira sulcadora.
Célula de carga shear beam
Material Capacidade (Kgf) A B C D E F G H I
Alumínio 1000 130 57 31,8 Ø13,5 31.8 15,9 25,4 76 1/2"UNF
Aço 500, 1000,1500 130 57 31,8 Ø13,6 31.9 15,9 25,4 76 1/2"UNF
Aço 2000, 5000 171 76 38 Ø20 38 19 38 95 3/4"UNF
A, B, C, D, E, F, G, H - Dimensões em milímetros
Especificações gerais
Excitação (V) 15
Resistência elétrica (Ohms) 3503
Saída nominal (m V/V) 3
Temperatura de trabalho útil/ compensada (°C) -10 a 40
Zero inicial (% S.N.) +/-1
Não linearidade (% S.N.) 0,03
Histerese (% C.N.) 0,02
Não repetibilidade (% S.N.) 0,02
Creep a capacidade nominal (% de carga em 20') 0,03
Comprimento do cabo 3 m
Grau de proteção IP 67
Máxima sobrecarga sem alterações (% S.N.) 150
Efeito da temperatura no zero (% S.N./°C) +/-0,003
Efeito da temperatura na calibração. (S.N./°C) +/-0,0015
Resistência de isolamento (Megaohms) 5000
Material Aço
84
APÊNDICE 2 – Vista explodida do dispositivo para medição das forças horizontal e
vertical atuantes na ponteira sulcadora.
85
APÊNDICE 3 − Frações de areia, silte e argila (kg.kg
-1
) obtidas nos solos utilizados nas
etapas de ensaios de desgaste das ponteiras sulcadoras
− Solos 1, 2 e 3 − Bloco 1.
SOLO 1 SOLO 2 SOLO 3
AMOSTRA
Areia Silte Argila Areia Silte Argila Areia Silte Argila
1
0,846 0,101 0,053 0,744 0,178 0,079 0,746 0,163 0,091
2
0,843 0,105 0,053 0,768 0,153 0,080 0,770 0,153 0,078
3
0,844 0,090 0,066 0,771 0,152 0,078 0,768 0,154 0,079
4
0,821 0,126 0,054 0,768 0,144 0,089 0,743 0,177 0,080
5
0,843 0,103 0,055 0,768 0,164 0,068 0,721 0,201 0,079
6
0,853 0,076 0,071 0,766 0,140 0,094 0,750 0,142 0,108
7
0,850 0,080 0,070 0,764 0,140 0,096 0,762 0,162 0,076
8
0,850 0,079 0,071 0,775 0,129 0,096 0,775 0,141 0,084
9
0,850 0,079 0,071 0,753 0,151 0,096 0,748 0,154 0,098
10
0,825 0,092 0,083 0,753 0,151 0,096 0,725 0,179 0,096
11
0,852 0,076 0,073 0,750 0,142 0,108 0,741 0,157 0,102
12
0,854 0,076 0,071 0,765 0,139 0,096 0,779 0,151 0,071
13
0,866 0,062 0,072 0,779 0,126 0,096 0,777 0,126 0,098
14
0,852 0,076 0,072 0,778 0,137 0,085 0,752 0,151 0,098
15
0,854 0,074 0,073 0,729 0,175 0,097 0,728 0,176 0,097
16
0,849 0,080 0,071 0,779 0,138 0,083 0,748 0,156 0,096
17
0,858 0,080 0,062 0,766 0,137 0,097 0,756 0,155 0,089
18
0,846 0,085 0,069 0,777 0,139 0,084 0,754 0,159 0,087
MÉDIA 0,847 0,086 0,067 0,764 0,146 0,090 0,752 0,159 0,089
86
APÊNDICE 4 − Frações de areia, silte e argila (kg.kg
-1
) obtidas nos solos utilizados nas
etapas de ensaios de desgaste das ponteiras sulcadoras
− Solos 1, 2 e 3 − Bloco 2.
SOLO 1 SOLO 2 SOLO 3
AMOSTRA
Areia Silte Argila Areia Silte Argila Areia Silte Argila
1
0,846 0,094 0,060 0,744 0,171 0,086 0,746 0,155 0,098
2
0,843 0,097 0,060 0,768 0,146 0,087 0,770 0,146 0,085
3
0,844 0,083 0,073 0,771 0,145 0,085 0,768 0,146 0,086
4
0,821 0,119 0,061 0,768 0,136 0,096 0,743 0,170 0,088
5
0,843 0,096 0,062 0,768 0,157 0,075 0,721 0,194 0,086
6
0,830 0,092 0,078 0,732 0,172 0,096 0,728 0,157 0,115
7
0,828 0,096 0,077 0,742 0,155 0,103 0,740 0,177 0,083
8
0,828 0,095 0,078 0,753 0,145 0,103 0,753 0,156 0,091
9
0,828 0,095 0,078 0,730 0,167 0,103 0,726 0,170 0,105
10
0,803 0,107 0,090 0,730 0,167 0,103 0,703 0,195 0,103
11
0,785 0,139 0,077 0,728 0,157 0,115 0,674 0,158 0,168
12
0,786 0,137 0,077 0,743 0,154 0,103 0,711 0,152 0,137
13
0,799 0,138 0,063 0,711 0,127 0,162 0,710 0,164 0,127
14
0,785 0,138 0,078 0,710 0,138 0,151 0,685 0,152 0,164
15
0,786 0,139 0,075 0,661 0,176 0,163 0,660 0,177 0,163
16
0,807 0,128 0,065 0,711 0,139 0,149 0,724 0,163 0,113
17
0,806 0,126 0,068 0,699 0,138 0,163 0,722 0,167 0,111
18
0,804 0,132 0,064 0,710 0,140 0,150 0,720 0,170 0,110
MÉDIA 0,815 0,114 0,071 0,732 0,152 0,116 0,722 0,165 0,113
87
APÊNDICE 5 – Frações médias de areia, silte e argila (kg.kg
-1
) dos solos 1, 2 e 3, utilizados
nas etapas de ensaios de desgaste das ponteiras sulcadoras.
SOLO 1 SOLO 2 SOLO 3
MÉDIA
Areia Silte Argila Areia Silte Argila Areia Silte Argila
Bloco 1
0,847 0,086 0,067 0,764 0,146 0,090 0,752 0,159 0,089
Bloco 2
0,815 0,114 0,071 0,732 0,152 0,116 0,722 0,165 0,113
Média / Solo 0,831 0,100 0,069 0,748 0,149 0,103 0,737 0,162 0,101
88
APÊNDICE 6 – Frações de areia, silte e argila (kg.kg
-1
) obtidas no solo utilizado nas etapas
de ensaios de tração
− Solo 4.
SOLO 4
AMOSTRA Areia Silte Argila
1
0,650 0,248 0,102
2
0,625 0,285 0,090
3
0,650 0,235 0,115
4
0,625 0,198 0,177
5
0,600 0,248 0,152
6
0,575 0,247 0,178
7
0,650 0,270 0,080
8
0,650 0,246 0,105
9
0,580 0,279 0,142
10
0,575 0,246 0,180
11
0,678 0,195 0,128
12
0,553 0,295 0,153
13
0,656 0,242 0,102
14
0,581 0,317 0,102
15
0,606 0,241 0,153
16
0,556 0,266 0,178
17
0,631 0,266 0,103
18
0,556 0,304 0,139
MÉDIA 0,611 0,257 0,132
89
APÊNDICE 7 – Análise granulométrica da fração areia (kg.kg
-1
) dos solos utilizados nas
etapas de ensaios de desgaste das ponteiras sulcadoras
− Solo 1.
SOLO 1
Peneira (mm)
Amostra
1,00 0,50 0,25 0,10 0,05 Fundo
1
0,009 0,368 0,439 0,132 0,043 0,010
2
0,034 0,454 0,341 0,130 0,036 0,004
3
0,036 0,446 0,347 0,129 0,037 0,005
4
0,009 0,375 0,438 0,123 0,040 0,014
5
0,030 0,338 0,449 0,139 0,035 0,008
6
0,024 0,396 0,403 0,131 0,038 0,009
7
0,010 0,374 0,427 0,138 0,038 0,012
8
0,040 0,444 0,340 0,116 0,059 0,001
9
0,038 0,363 0,454 0,119 0,024 0,001
10
0,009 0,382 0,442 0,117 0,038 0,012
11
0,026 0,423 0,356 0,123 0,069 0,003
12
0,025 0,397 0,404 0,123 0,045 0,006
13
0,029 0,454 0,339 0,113 0,063 0,003
14
0,038 0,375 0,436 0,125 0,026 0,001
15
0,012 0,392 0,441 0,115 0,032 0,007
16
0,026 0,444 0,357 0,122 0,049 0,002
17
0,026 0,348 0,449 0,137 0,034 0,005
18
0,026 0,403 0,405 0,122 0,041 0,004
Média 0,025 0,399 0,404 0,125 0,041 0,006
% Retida 2,49 39,87 40,37 12,52 4,15 0,61
% Acumulada 2,49 42,35 82,72 95,24 99,39 100,00
90
APÊNDICE 8 – Análise granulométrica da fração areia (kg.kg
-1
) dos solos utilizados nas
etapas de ensaios de desgaste das ponteiras sulcadoras
− Solo 2.
SOLO 2
Peneira (mm)
Amostra
1,00 0,50 0,25 0,10 0,05 Fundo
1
0,032 0,232 0,444 0,219 0,063 0,010
2
0,043 0,323 0,337 0,224 0,065 0,010
3
0,022 0,306 0,408 0,177 0,065 0,022
4
0,022 0,304 0,405 0,191 0,058 0,021
5
0,047 0,281 0,442 0,180 0,042 0,009
6
0,033 0,289 0,407 0,198 0,059 0,014
7
0,031 0,228 0,439 0,220 0,064 0,018
8
0,024 0,280 0,409 0,191 0,077 0,019
9
0,042 0,309 0,344 0,205 0,095 0,005
10
0,045 0,288 0,424 0,195 0,045 0,003
11
0,022 0,305 0,402 0,192 0,064 0,014
12
0,027 0,308 0,355 0,184 0,121 0,004
13
0,016 0,267 0,426 0,195 0,073 0,023
14
0,042 0,315 0,343 0,213 0,081 0,005
15
0,067 0,249 0,387 0,226 0,064 0,006
16
0,017 0,316 0,403 0,192 0,055 0,016
17
0,041 0,357 0,330 0,205 0,064 0,004
18
0,031 0,245 0,441 0,219 0,057 0,006
Média 0,034 0,289 0,397 0,201 0,067 0,012
% Retida 3,36 28,89 39,70 20,15 6,74 1,16
% Acumulada 3,36 32,25 71,95 92,10 98,84 100,00
91
APÊNDICE 9 − Análise granulométrica da fração areia (kg.kg
-1
) dos solos utilizados nas
etapas de ensaios de desgaste das ponteiras sulcadoras
− Solo 3.
SOLO 3
Peneira (mm)
Amostra
1,00 0,50 0,25 0,10 0,05 Fundo
1
0,031 0,281 0,317 0,254 0,090 0,028
2
0,066 0,299 0,262 0,264 0,097 0,012
3
0,073 0,322 0,255 0,246 0,094 0,010
4
0,115 0,289 0,231 0,256 0,096 0,014
5
0,098 0,245 0,325 0,249 0,069 0,013
6
0,077 0,287 0,278 0,254 0,089 0,015
7
0,056 0,237 0,343 0,280 0,075 0,008
8
0,038 0,282 0,311 0,256 0,091 0,022
9
0,073 0,288 0,275 0,240 0,118 0,005
10
0,116 0,246 0,311 0,250 0,071 0,005
11
0,053 0,277 0,300 0,241 0,108 0,022
12
0,067 0,266 0,308 0,253 0,093 0,012
13
0,030 0,281 0,321 0,270 0,078 0,020
14
0,081 0,312 0,255 0,230 0,115 0,007
15
0,070 0,259 0,343 0,258 0,063 0,007
16
0,082 0,298 0,280 0,234 0,078 0,028
17
0,084 0,276 0,251 0,210 0,174 0,006
18
0,069 0,285 0,290 0,240 0,102 0,013
Média 0,071 0,279 0,292 0,249 0,095 0,014
% Retida 7,11 27,95 29,20 24,92 9,45 1,38
% Acumulada 7,11 35,06 64,26 89,17 98,62 100,00
92
APÊNDICE 10 – Análise granulométrica da fração areia (kg.kg
-1
) do solo utilizado nas
etapas de ensaios de tração
− Solo 4 .
SOLO 4
Peneira (mm)
Amostra
1,00 0,50 0,25 0,10 0,05 Fundo
1
0,094 0,140 0,252 0,331 0,130 0,053
2
0,102 0,136 0,236 0,343 0,144 0,039
3
0,100 0,142 0,243 0,337 0,142 0,036
4
0,102 0,127 0,238 0,345 0,145 0,044
5
0,092 0,153 0,165 0,350 0,155 0,085
6
0,098 0,140 0,227 0,341 0,143 0,052
7
0,055 0,156 0,184 0,280 0,167 0,157
8
0,064 0,180 0,221 0,305 0,155 0,075
9
0,074 0,168 0,205 0,300 0,159 0,094
10
0,088 0,143 0,251 0,352 0,145 0,021
11
0,088 0,139 0,238 0,357 0,150 0,027
12
0,074 0,157 0,220 0,319 0,155 0,075
13
0,088 0,156 0,182 0,379 0,164 0,031
14
0,050 0,178 0,227 0,322 0,170 0,053
15
0,063 0,167 0,218 0,325 0,165 0,062
16
0,091 0,145 0,252 0,347 0,143 0,023
17
0,110 0,149 0,234 0,343 0,143 0,021
18
0,080 0,159 0,222 0,343 0,157 0,038
Média 0,084 0,152 0,223 0,334 0,152 0,055
% Retida 8,41 15,20 22,29 33,43 15,19 5,47
% Acumulada 8,41 23,62 45,91 79,34 94,53 100,00
93
APÊNDICE 11 – Valores médios da resistência à penetração do solo e teor de água (θ), por
etapa de trabalho durante os ensaios de desgaste das ponteiras – Solo 1.
Resistência à Penetração (kPa)
Etapa (h)
Prof.
(cm)
0,5 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0
Média
Solo 1
0,0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,00
3,0 746,12 558,43 950,26 558,43 633,51 1400,72
807,91
6,0 1492,25 1116,87 1900,53 1116,87 1267,02 2801,43
1615,83
9,0 2238,37 1675,30 1900,53 1675,30 1900,53 2238,37
1938,07
12,0 2238,37 1900,53 1900,53 1956,84 2238,37 2426,06
2110,11
15,0 2069,45 1862,99 2801,43 3082,97 2238,37 2801,43
2476,11
18,0 1900,53 1750,38 2801,43 3927,56 3927,56 2801,43
2851,48
21,0 2238,37 2050,68 3552,19 2801,43 2238,37 2660,67
2590,28
24,0 2801,43 2801,43 2801,43 2801,43 2238,37 2238,37
2613,74
27,0 2801,43 3364,50 2801,43 3552,19 2238,37 2238,37
2832,71
30,0 3927,56 3176,81 2801,43 2660,67 3364,50 1900,53
2971,92
33,0 2801,43 2801,43 3364,50 2238,37 2801,43 1647,15
2609,05
36,0 2519,90 2441,07 3927,56 1876,40 3927,56 1393,77
2681,04
39,0 2238,37 1900,53 3552,19 1514,43 2801,43 1340,98
2224,65
42,0 2013,14 1735,06 2660,67 1425,33 2238,37 1288,20
1893,46
45,0 1787,92 1569,58 2238,37 1336,23 1956,84 1235,41
1687,39
48,0 1562,69 1456,51 2238,37 1247,13 1675,30 1182,62
1560,44
51,0 1337,46 1369,64 1956,84 1158,03 1525,15 1129,83
1412,82
54,0 1112,24 1282,77 1675,30 1068,92 1375,00 1077,05
1265,21
θ média
(kg.kg
-1
)
8,00 9,00 8,03 8,81 7,79 7,68
8,22
94
APÊNDICE 12 – Gráfico representativo da resistência à penetração − Solo 1.
0
3
6
9
12
15
18
21
24
27
30
33
36
39
42
45
48
51
54
0 1000 2000 3000 4000 5000
Resistência à Penetração (kPa)
Profundidade (cm)
95
APÊNDICE 13 – Valores médios da resistência à penetração e teor de água (θ), por etapa
de trabalho durante os ensaios de desgaste das ponteiras – Solo 2.
Resistência à Penetração (kPa)
Etapa (h)
Prof.
(cm)
6,0 7,0 8,0 9,0 10,0
Média
Solo 2
0,0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,00
3,0 1400,72 1400,72 1400,72 1963,78 1400,72
1513,33
6,0 2801,43 2801,43 2801,43 3927,56 2801,43
3026,66
9,0 3927,56 3927,56 2801,43 3176,81 2801,43
3326,96
12,0 3927,56 3927,56 3646,03 2801,43 2379,13
3336,34
15,0 2660,67 3927,56 2801,43 3927,56 2238,37
3111,12
18,0 2238,37 3927,56 2801,43 3927,56 2238,37
3026,66
21,0 2426,06 3927,56 3927,56 3927,56 2238,37
3289,42
24,0 3364,50 3927,56 2801,43 3927,56 3927,56
3589,72
27,0 3176,81 2660,67 2238,37 3927,56 3927,56
3186,19
30,0 2801,43 3927,56 2103,23 1900,53 2801,43
2706,84
33,0 2519,90 2801,43 1900,53 1900,53 2379,13
2300,31
36,0 2238,37 2801,43 1844,22 1984,99 2031,53
2180,11
39,0 2238,37 2801,43 1787,92 2238,37 1721,27
2157,47
42,0 2238,37 2379,13 1731,61 2238,37 1485,47
2014,59
45,0 3927,56 2238,37 1675,30 1900,53 1398,60
2228,07
48,0 2660,67 2134,95 1675,30 1997,05 1311,72
1955,94
51,0 2103,23 1824,69 1675,30 2069,45 1224,85
1779,50
54,0 1900,53 1514,43 1675,30 2141,84 1348,95
1716,21
θ média
(kg.kg
-1
)
11,79 12,15 11,93 12,56 13,48
12,38
96
APÊNDICE 14 – Gráfico representativo da resistência à penetração − Solo 2.
0
3
6
9
12
15
18
21
24
27
30
33
36
39
42
45
48
51
54
0 1000 2000 3000 4000 5000
Resistência à Penetração (kPa)
Profundidade (cm)
97
APÊNDICE 15 − Valores médios da resistência à penetração e teor de água (θ), por etapa
de trabalho durante os ensaios de desgaste das ponteiras – Solo 3.
Resistência à Penetração (kPa)
Etapa (h)
Profundidade
(cm)
11,0 12,0
Média
Solo 3
0,0 0,00 0,00
0,00
3,0 2101,07 2101,07
2101,07
6,0 2801,43 2426,06
2613,74
9,0 2801,43 3364,50
3082,97
12,0 3364,50 3176,81
3270,65
15,0 3176,81 2801,43
2989,12
18,0 2801,43 3927,56
3364,50
21,0 2519,90 3270,65
2895,28
24,0 3082,97 3552,19
3317,58
27,0 3082,97 3716,41
3399,69
30,0 2170,80 3082,97
2626,88
33,0 1968,10 2238,37
2103,23
36,0 1825,45 2238,37
2031,91
39,0 1712,84 2238,37
1975,60
42,0 1585,21 2035,66
1810,44
45,0 1450,08 1450,08
1450,08
48,0 1314,94 1427,55
1371,25
51,0 1224,85 1224,85
1224,85
54,0 1224,85 1224,85
1224,85
θ média
(kg.kg
-1
)
13,68 14,44
14,06
98
APÊNDICE 16 – Gráfico representativo da resistência à penetração − Solo 3.
0
3
6
9
12
15
18
21
24
27
30
33
36
39
42
45
48
51
54
0 1000 2000 3000 4000 5000
Resistência à Penetração (kPa)
Profundidade (cm)
99
APÊNDICE 17 – Planilha comparativa da resistência à penetração dos Solos 1, 2 e 3.
Resistência à Penetração
(kPa)
Profundidade
(cm)
Solo 1 Solo 2 Solo3
0,0 0,00 0,00 0,00
3,0 807,91 1513,33 2101,07
6,0 1615,83 3026,66 2613,74
9,0 1938,07 3326,96 3082,97
12,0 2110,11 3336,34 3270,65
15,0 2476,11 3111,12 2989,12
18,0 2851,48 3026,66 3364,50
21,0
2590,28 3289,42 2895,28
24,0
2613,74 3589,72 3317,58
27,0
2832,71 3186,19 3399,69
30,0
2971,92 2706,84 2626,88
θ média (kg.kg
-1
)
8,22 12,38 14,06
100
APÊNDICE 18 – Valores do índice da resistência à penetração e teor de água (θ)
verificados na área utilizada para os ensaios de tração – Solo 4.
Resistência à Penetração (kPa)
Ensaio
Prof.
(cm)
1 2 3 4 5 6 7 8
0,0
0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
3,0
5479,47 2945,67 2945,67 2945,67 2101,07 5479,47 2101,07 2101,07
6,0
3927,56 5616,76 7305,95 3927,56 3364,50 7305,95 5616,76 5616,76
9,0
4772,16 7305,95 7305,95 5804,45 5616,76 7305,95 3927,56 5616,76
12,0
3927,56 3927,56 7305,95 7305,95 5804,45 7305,95 3927,56 3927,56
15,0
3927,56 7305,95 7305,95 4772,16 4209,10 7305,95 3176,81 5616,76
18,0
3927,56 3927,56 7305,95 3927,56 3927,56 7305,95 3927,56 3176,81
21,0
3176,81 6461,36 7305,95 3739,87 5616,76 7305,95 3505,26 3434,88
24,0
2441,07 3927,56 7305,95 2801,43 3927,56 7305,95 2238,37 2660,67
27,0
1971,85 4772,16 4772,16 3927,56 3927,56 7305,95 2707,59 2103,23
30,0
1787,92 3927,56 3927,56 3927,56 3176,81 7305,95 2801,43 1900,53
33,0
1764,45 3176,81 3927,56 3270,65 2503,61 7305,95 2379,13 2153,91
36,0
2097,60 2433,72 3927,56 3927,56 2056,88 6250,21 2613,74 2613,74
39,0
2613,74 1882,14 3716,89 5616,76 1610,15 5933,48 3646,03 2519,90
42,0
2801,43 1541,24 3429,61 3927,56 1163,43 5616,76 3927,56 2426,06
45,0
3434,88 1621,68 3314,70 2989,12 1249,80 5300,03 5804,45 2801,43
48,0
2660,67 1720,35 3199,79 2801,43 1336,18 4983,31 3364,50 2621,25
51,0
2238,37 1810,44 3123,18 3927,56 1393,77 4772,16 3505,26 2260,89
θ média
(kg.kg
-1
)
14,36 12,82 10,99 12,69 12,91 12,74 13,42 13,17
101
Resistência à Penetração (kPa)
Ensaio
Prof.
(cm)
9 10 11 12 13 14 15
Média
Solo 4
0,0
0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,00
3,0
2101,07 2945,67 5479,47 2945,67 1680,86 2945,67 2945,67
3142,88
6,0
3927,56 3927,56 7305,95 7305,95 3364,50 7305,95 7305,95
5541,68
9,0
5616,76 5616,76 3927,56 3927,56 5616,76 3505,26 5616,76
5432,20
12,0
5616,76 3927,56 5616,76 3927,56 3927,56 3927,56 7305,95
5178,82
15,0
7305,95 4561,01 3176,81 3927,56 2918,74 4772,16 3927,56
4947,34
18,0
5616,76 2660,67 2519,90 3927,56 2379,13 3552,19 3927,56
4134,02
21,0
3927,56 2238,37 2170,80 3270,65 2103,23 2660,67 3552,19
4031,36
24,0
3927,56 2238,37 1968,10 7305,95 1900,53 2238,37 7305,95
3966,23
27,0
3927,56 2191,45 2069,45 4772,16 1787,92 2238,37 3481,80
3463,79
30,0
3552,19 1956,84 2170,80 3927,56 1675,30 2103,23 2379,13
3101,36
33,0
2801,43 1792,61 1968,10 3927,56 1675,30 1934,31 2238,37
2854,65
36,0
2660,67 2097,60 1825,45 7305,95 1675,30 1900,53 2426,06
3054,17
39,0
2402,60 2238,37 1712,84 3833,72 1810,44 1984,99 2519,90
2936,13
42,0
2801,43 2238,37 1956,84 3552,19 2200,83 2238,37 2238,37
2804,00
45,0
3082,97 2238,37 3082,97 2801,43 2801,43 2238,37 2707,59
3031,28
48,0
3927,56 2801,43 3176,81 2801,43 2621,25 2238,37 2801,43
2870,39
51,0
7305,95 2801,43 2426,06 2801,43 2260,89 2238,37 2801,43
3044,48
θ média
(kg.kg
-1
)
12,99 12,89 13,12 13,77 14,39 14,83 11,63
13,11
102
APÊNDICE 19 – Gráfico comparativo da resistência à penetração − Solos 1, 2, 3 e 4.
Resistência à Penetração (kPa)
0
3
6
9
12
15
18
21
24
27
30
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Profundidade (cm)
Solo 1 Solo 2 Solo 3 Solo 4
103
APÊNDICE 20 – Evolução da perda de massa das ponteiras construídas em Aço SAE 1060,
forjado, por etapa de trabalho.
PONTEIRAS DE AÇO SAE 1060
S2 S4 S7 S9 Média
Etapa
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
(h) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr)
0,0 376,51 405,31 385,38 380,05 386,81
0,5 370,80 5,71 397,89 7,42 377,22 8,16 371,69 8,36 379,40 7,41
1,0 365,94 10,57 391,54 13,77 370,17 15,21 364,39 15,66 373,01 13,80
2,0 350,50 26,01 379,33 25,98 354,79 30,59 351,25 28,80 358,97 27,85
3,0 338,87 37,64 367,11 38,20 340,56 44,82 339,09 40,96 346,41 40,41
4,0 325,72 50,79 355,47 49,84 329,87 55,51 328,38 51,67 334,86 51,95
5,0 310,25 66,26 341,64 63,67 313,78 71,60 312,31 67,74 319,50 67,32
6,0 286,40 90,11 323,37 81,94 292,67 92,71 291,74 88,31 298,55 88,27
7,0 265,12 111,39 306,34 98,97 272,45 112,93 267,64 112,41 277,89 108,93
8,0 238,86 137,65 281,95 123,36 253,71 131,67 243,21 136,84 254,43 132,38
9,0 217,44 159,07 263,31 142,00 235,15 150,23 221,05 159,00 234,24 152,58
10,0 198,00 178,51 246,94 158,37 213,58 171,80 203,42 176,63 215,49 171,33
11,0 165,94 210,57 223,40 181,91 190,28 195,10 177,82 202,23 189,36 197,45
12,0 140,72 235,79 200,89 204,42 164,34 221,04 149,84 230,21 163,95 222,87
104
APÊNDICE 21 – Evolução do desgaste, em percentagem, das ponteiras construídas em Aço
SAE 1060, forjado, por etapa de trabalho.
PONTEIRAS DE AÇO SAE 1060
S2 S4 S7 S9 Média
Etapa
Peso
Desgaste
acumulado Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
(h) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%)
0,0 376,51 405,31 385,38 380,05 386,81
0,5 370,80 1,52 397,89 1,83 377,22 2,12 371,69 2,20 379,40 1,92
1,0 365,94 2,81 391,54 3,40 370,17 3,95 364,39 4,12 373,01 3,57
2,0 350,50 6,91 379,33 6,41 354,79 7,94 351,25 7,58 358,97 7,21
3,0 338,87 10,00 367,11 9,42 340,56 11,63 339,09 10,78 346,41 10,46
4,0 325,72 13,49 355,47 12,30 329,87 14,40 328,38 13,60 334,86 13,45
5,0 310,25 17,60 341,64 15,71 313,78 18,58 312,31 17,82 319,50 17,43
6,0 286,40 23,93 323,37 20,22 292,67 24,06 291,74 23,24 298,55 22,86
7,0 265,12 29,58 306,34 24,42 272,45 29,30 267,64 29,58 277,89 28,22
8,0 238,86 36,56 281,95 30,44 253,71 34,17 243,21 36,01 254,43 34,29
9,0 217,44 42,25 263,31 35,03 235,15 38,98 221,05 41,84 234,24 39,53
10,0 198,00 47,41 246,94 39,07 213,58 44,58 203,42 46,48 215,49 44,39
11,0 165,94 55,93 223,40 44,88 190,28 50,63 177,82 53,21 189,36 51,16
12,0 140,72 62,63 200,89 50,44 164,34 57,36 149,84 60,57 163,95 57,75
105
APÊNDICE 22 – Gráfico representativo da tendência de desgaste das ponteiras de Aço
SAE 1060, forjado, em percentagem, em função das etapas de operação.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
Equação de ajuste D = 0,1649h
2
+ 2,8657h ,
R
2
= 0,9988,
onde:
D = desgaste em percentagem;
h = horas trabalhadas
106
APÊNDICE 23 – Evolução da perda de massa das ponteiras construídas em ADI, por etapa
de trabalho.
PONTEIRAS DE ADI
A1 A3 A6 A8 Média
Etapa
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
(h) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr) (gr)
0,0 477,92 485,59 482,45 482,11 482,02
0,5 471,95 5,97 479,74 5,85 476,21 6,24 476,67 5,44 476,14 5,88
1,0 466,73 11,19 475,76 9,83 472,09 10,36 471,13 10,98 471,43 10,59
2,0 459,09 18,83 465,88 19,71 462,84 19,61 461,75 20,36 462,39 19,63
3,0 450,68 27,24 457,61 27,98 453,24 29,21 452,11 30,00 453,41 28,61
4,0 440,72 37,20 448,29 37,30 445,37 37,08 443,42 38,69 444,45 37,57
5,0 432,02 45,90 439,79 45,80 436,51 45,94 432,13 49,98 435,11 46,91
6,0 417,62 60,30 425,33 60,26 424,27 58,18 414,81 67,30 420,51 61,51
7,0 403,15 74,77 412,22 73,37 411,37 71,08 398,88 83,23 406,41 75,61
8,0 389,73 88,19 398,95 86,64 398,42 84,03 384,25 97,86 392,84 89,18
9,0 376,86 101,06 386,69 98,90 384,90 97,55 368,35 113,76 379,20 102,82
10,0 366,32 111,60 376,59 109,00 373,88 108,57 355,34 126,77 368,03 113,99
11,0 348,72 129,20 359,22 126,37 357,97 124,48 337,77 144,34 350,92 131,10
12,0 333,28 144,64 343,54 142,05 340,10 142,35 317,87 164,24 333,70 148,32
107
APÊNDICE 24 – Evolução do desgaste, em percentagem, das ponteiras construídas em
ADI, por etapa de trabalho.
PONTEIRAS DE ADI
A1 A3 A6 A8 Média
Etapa
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
Peso
Desgaste
acumulado
(h) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%) (gr) (%)
0,0 477,92 485,59 482,45 482,11 482,02
0,5 471,95 1,25 479,74 1,20 476,21 1,29 476,67 1,13 476,14 1,22
1,0 466,73 2,34 475,76 2,02 472,09 2,15 471,13 2,28 471,43 2,20
2,0 459,09 3,94 465,88 4,06 462,84 4,06 461,75 4,22 462,39 4,07
3,0 450,68 5,70 457,61 5,76 453,24 6,05 452,11 6,22 453,41 5,93
4,0 440,72 7,78 448,29 7,68 445,37 7,69 443,42 8,03 444,45 7,79
5,0 432,02 9,60 439,79 9,43 436,51 9,52 432,13 10,37 435,11 9,73
6,0 417,62 12,62 425,33 12,41 424,27 12,06 414,81 13,96 420,51 12,76
7,0 403,15 15,64 412,22 15,11 411,37 14,73 398,88 17,26 406,41 15,69
8,0 389,73 18,45 398,95 17,84 398,42 17,42 384,25 20,30 392,84 18,50
9,0 376,86 21,15 386,69 20,37 384,90 20,22 368,35 23,60 379,20 21,33
10,0 366,32 23,35 376,59 22,45 373,88 22,50 355,34 26,29 368,03 23,65
11,0 348,72 27,38 359,22 26,34 357,97 26,14 337,77 30,28 350,92 27,53
12,0 333,28 30,26 343,54 29,25 340,10 29,51 317,87 34,07 333,70 30,77
108
APÊNDICE 25 – Gráfico representativo da tendência de desgaste das ferramentas de ADI,
em percentagem, em função das etapas de operação.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
Equação de ajuste D = 0,0701h
2
+ 1,7181h,
R
2
= 0,9988,
onde:
D = desgaste em percentagem;
h = horas trabalhadas
109
APÊNDICE 26 – Cálculo e análise estatística do desgaste, em massa, das ponteiras
construídas em Aço SAE 1060, forjado.
Desgaste
Parcial/hora (gr)
Etapa
Ponteira
(h) S2 S4 S7 S9
Desgaste
Médio
das
Ponteiras
Medida de
Dispersão
em relação
à Média
Variância
Desvio
Padrão
Coeficiente
Variação
(CV)
0,0
0,5 5,71 7,42 8,16 8,36
1,0 10,57 13,77 15,21 15,66 13,8025 0,3390 0,1149
2,0 15,44 12,21 15,38 13,14 14,0425 0,5790 0,3352
3,0 11,63 12,22 14,23 12,16 12,5600 -0,9035 0,8163
4,0 13,15 11,64 10,69 10,71 11,5475 -1,9160 3,6711
5,0 15,47 13,83 16,09 16,07 15,3650 1,9015 3,6157
13,4635 0,0000 2,1383 1,4623 0,10861
6,0 23,85 18,27 21,11 20,57 20,9500 0,1480 0,0219
7,0 21,28 17,03 20,22 24,10 20,6575 -0,1445 0,0209
8,0 26,26 24,39 18,74 24,43 23,4550 2,6530 7,0384
9,0 21,42 18,64 18,56 22,16 20,1950 -0,6070 0,3684
10,0 19,44 16,37 21,57 17,63 18,7525 -2,0495 4,2005 1,7066 0,08204
20,8020 0,0000 2,9125
11,0 32,06 23,54 23,30 25,60 26,1250 0,3562 0,1269
12,0 25,22 22,51 25,94 27,98 25,4125 -0,3562 0,1269
25,7688 0,0000 0,2538 0,5038 0,01955
110
APÊNDICE 27 – Cálculo e análise estatística do desgaste, em massa, das ponteiras
construídas em ADI.
Desgaste
Parcial/hora (gr)
Etapa
Ponteira
(h) A1 A3 A6 A8
Desgaste
Médio
das
Ponteiras
Medida de
Dispersão
em relação
à Média
Variância
Desvio
Padrão
Coeficiente
Variação
(CV)
0,0
0,5 5,97 5,85 6,24 5,44
1,0 11,19 9,83 10,36 10,98 10,5900 1,2090 1,4617
2,0 7,64 9,88 9,25 9,38 9,0375 -0,3435 0,1180
3,0 8,41 8,27 9,60 9,64 8,9800 -0,4010 0,1608
4,0 9,96 9,32 7,87 8,69 8,9600 -0,4210 0,1772
5,0 8,70 8,5 8,86 11,29 9,3375 -0,0435 0,0019
9,3810 0,0000 0,4799 0,6927 0,0738
6,0 14,40 14,46 12,24 17,32 14,6050 1,1890 1,4137
7,0 14,47 13,11 12,90 15,93 14,1025 0,6865 0,4713
8,0 13,42 13,27 12,95 14,63 13,5675 0,1515 0,0230
9,0 12,87 12,26 13,52 15,90 13,6375 0,2215 0,0491
10,0 10,54 10,10 11,02 13,01 11,1675 -2,2485 5,0558
13,4160 0,0000 1,7532 1,3241 0,0987
11,0 17,60 17,37 15,91 17,57 17,1125 -0,0550 0,0030
12,0 15,44 15,68 17,87 19,90 17,2225 0,0550 0,0030
17,1675 0,0000 0,0061 0,0778 0,0045
111
APÊNDICE 28 − Análise de variância do desgaste percentual da massa das ponteiras de
Aço SAE 1060, forjado e ADI.
Anova: fator único alfa = 0,01
Grupo Contagem Soma Média Variância
Etapa – 3,0h
SAE 1060 4 41,83 10,46 0,92
SAE 1060
ADI
ADI 4 23,73 5,93 0,06
10,00 5,70
9,42 5,76
Fonte da variação
SQ gl MQ F valor-P
F crítico
11,63 6,05
Entre grupos
40,95 1 40,95 83,44 9,68E-05 13,75
10,78 6,22
Dentro dos grupos
2,94 6 0,49
Total
43,89 7
Anova: fator único alfa = 0,01
Grupo Contagem Soma Média Variância
Etapa – 6,0h
SAE 1060 4 91,45 22,86 3,23
SAE1060
ADI
ADI 4 51,05 12,76 0,69
23,93 12,62
20,22 12,41
Fonte da variação
SQ gl MQ F valor-P
F crítico
24,06 12,06
Entre grupos
204,02 1 204,02 103,99 5,18E-05 13,74
23,24 13,96
Dentro dos grupos
11,77 6 1,96
Total
215,79 7
Anova: fator único alfa = 0,01
Grupo Contagem Soma Média Variância
Etapa – 10,0h
SAE 1060 4 177,54 44,38 13,94
SAE1060
ADI
ADI 4 94,58 23,64 3,28
47,41 23,35
39,07 22,44
Fonte da variação
SQ gl MQ F valor-P
F crítico
44,58 22,50
Entre grupos
860,29 1 860,29 99,89 5,81E-05 13,74
46,48 26,29
Dentro dos grupos
51,67 6 8,61
Total
911,96 7
Anova: fator único alfa = 0,01
Grupo Contagem Soma Média Variância
Etapa – 12,0h
SAE 1060 4 231 57,75 28,45
SAE1060
ADI
ADI 4 123,09 30,77 5,01
62,63 30,26
50,44 29,25
Fonte da variação
SQ gl MQ F valor-P
F crítico
57,36 29,51
Entre grupos
1455,57 1 1455,57 86,98
8,61E-05
13,74
60,57 34,07
Dentro dos grupos
100,40 6 16,73
Total
1555,97 7
112
APÊNDICE 29 – Evolução do desgaste da área frontal das ponteiras construídas em Aço
SAE 1060, forjado, por etapa de trabalho.
PONTEIRAS DE AÇO SAE 1060, FORJADO
S2 S4 S7 S9 Média
Etapa
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
(h) (mm
2
) (mm
2
) (mm
2
) (mm
2
) (mm
2
)(mm
2
) (mm
2
)(mm
2
) (mm
2
) (mm
2
)
0,0 1120,5 1122,3 1126,7 1129,2 1124,7 0,00
0,5 1098,7 21,8 1100,5 21,8 1104,6 22,1 1106,6 22,6 1102,6 22,1
1,0 1077,2 43,3 1077,6 44,7 1080,8 45,9 1083,3 45,9 1079,7 45,0
2,0 1031,1 89,4 1031,5 90,8 1034,3 92,4 1037,4 91,8 1033,6 91,1
3,0 987,9 132,6 986,6 135,7 987,8 138,9 989,2 140,0 987,9 136,8
4,0 941,7 178,8 941,1 181,2 942,7 184,0 943,1 186,1 942,2 182,5
5,0 895,1 225,4 896,2 226,1 895,1 231,6 895,9 233,3 895,6 229,1
6,0 822,5 298,0 823,7 298,6 823,2 303,5 824,4 304,8 823,5 301,2
7,0 749,3 371,2 749,9 372,4 750,4 376,3 751,3 377,9 750,2 374,5
8,0 667,5 453,0 666,8 455,5 667,3 459,4 668,5 460,7 667,5 457,2
9,0 583,3 537,2 581,3 541,0 582,7 544,0 582,9 546,3 582,6 542,1
10,0 491,1 629,4 490,6 631,7 491,3 635,4 492,4 636,8 491,4 633,3
11,0 388,2 732,3 389,1 733,2 388,5 738,2 388,9 740,3 388,7 736,0
12,0 279,9 840,6 285,2 837,1 283,1 843,6 284,1 845,1 283,1 841,6
113
APÊNDICE 30 – Evolução do desgaste da área frontal, em percentagem, das ponteiras
construídas em Aço SAE 1060, forjado, por etapa de trabalho.
PONTEIRAS DE AÇO SAE 1060, FORJADO
S2 S4 S7 S9 Média
Etapa
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
(h) (mm
2
) (%) (mm
2
) (%) (mm
2
)(%) (mm
2
)(%) (mm
2
) (%)
0,0
1120,5 1122,3 1126,7 1129,2 1124,7 0,00
0,5
1098,7 1,95 1100,5 1,94 1104,6 1,96 1106,6 2,00 1102,6 1,96
1,0
1077,2 3,86 1077,6 3,98 1080,8 4,07 1083,3 4,06 1079,7 4,00
2,0
1031,1 7,98 1031,5 8,09 1034,3 8,20 1037,4 8,13 1033,6 8,10
3,0
987,9 11,83 986,6 12,09 987,8 12,33 989,2 12,40 987,9 12,16
4,0
941,7 15,96 941,1 16,15 942,7 16,33 943,1 16,48 942,2 16,23
5,0
895,1 20,12 896,2 20,15 895,1 20,56 895,9 20,66 895,6 20,37
6,0
822,5 26,60 823,7 26,61 823,2 26,94 824,4 26,99 823,5 26,78
7,0
749,3 33,13 749,9 33,18 750,4 33,40 751,3 33,47 750,2 33,29
8,0
667,5 40,43 666,8 40,59 667,3 40,77 668,5 40,80 667,5 40,65
9,0
583,3 47,94 581,3 48,20 582,7 48,28 582,9 48,38 582,6 48,20
10,0
491,1 56,17 490,6 56,29 491,3 56,39 492,4 56,39 491,4 56,31
11,0
388,2 65,35 389,1 65,33 388,5 65,52 388,9 65,56 388,7 65,44
12,0
279,9 75,02 285,2 74,59 283,1 74,87 284,1 74,84 283,1 74,83
114
APÊNDICE 31 – Gráfico representativo da tendência de desgaste da área frontal das
ponteiras de Aço SAE 1060, forjado, em percentagem, em função das etapas de trabalho.
Equação de ajuste: D = 0,2775h
2
+ 2,8755h
R
2
= 0,9993
onde:
D = desgaste em percentagem;
h = horas trabalhadas.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0123456789101112131415
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
115
APÊNDICE 32 – Evolução do desgaste da área frontal das ponteiras construídas em ADI,
por etapa de trabalho.
PONTEIRAS DE ADI
A1 A3 A6 A8 Média
Etapa
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
(h) (mm
2
) (mm
2
) (mm
2
) (mm
2
) (mm
2
)(mm
2
) (mm
2
)(mm
2
) (mm
2
) (mm
2
)
0,0 1024,8 1030,1 1028,1 1027,6 1027,7
0,5 1007,6 17,2 1012,3 17,8 1011,7 16,4 1010,8 16,80 1010,6 17,0
1,0 990,5 34,3 995,2 34,9 994,6 33,5 993,9 33,70 993,6 34,1
2,0 956,8 68,0 961,4 68,7 964,3 63,8 965,6 62,00 962,0 65,6
3,0 923,1 101,7 927,1 103 927,4 100,7 932,3 95,30 927,5 100,2
4,0 887,2 137,6 894,1 136 896,3 131,8 896,8 130,80 893,6 134,1
5,0 862,9 161,9 863,2 166,9 860,2 167,9 863,5 164,10 862,5 165,2
6,0 824,4 200,4 828,8 201,3 822,3 205,8 822,1 205,50 824,4 203,3
7,0 783,2 241,6 782,1 248 781,1 247,0 777,3 250,30 780,9 246,7
8,0 742,1 282,7 726,7 303,4 736,9 291,2 733,2 294,40 734,7 292,9
9,0 699,1 325,7 682,8 347,3 696,7 331,4 693,5 334,10 693,0 334,6
10,0 655,4 369,4 644,3 385,8 649,1 379,0 645,1 382,50 648,5 379,2
11,0 606,6 418,2 599,3 430,8 608,5 419,6 589,6 438,00 601,0 426,7
12,0 556,4 468,4 557,8 472,3 561,1 467,0 539,1 488,50 553,6 474,1
116
APÊNDICE 33 – Evolução do desgaste da área frontal, em percentagem, das ponteiras
construídas em ADI, por etapa de trabalho.
PONTEIRAS DE ADI
A1 A3 A6 A8 Média
Etapa
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
Área
Desgaste
acumulado
(h) (mm
2
) (%) (mm
2
) (%) (mm
2
)(%) (mm
2
)(%) (mm
2
) (%)
0,0 1024,8 1030,1 1028,1 1027,6 1027,7 0,00
0,5 1007,6 1,68 1012,3 1,73 1011,7 1,60 1010,8 1,63 1010,6 1,66
1,0 990,5 3,35 995,2 3,39 994,6 3,26 993,9 3,28 993,6 3,32
2,0 956,8 6,64 961,4 6,67 964,3 6,21 965,6 6,03 962,0 6,39
3,0 923,1 9,92 927,1 10,00 927,4 9,79 932,3 9,27 927,5 9,75
4,0 887,2 13,43 894,1 13,20 896,3 12,82 896,8 12,73 893,6 13,04
5,0 862,9 15,80 863,2 16,20 860,2 16,33 863,5 15,97 862,5 16,08
6,0 824,4 19,56 828,8 19,54 822,3 20,02 822,1 20,00 824,4 19,78
7,0 783,2 23,58 782,1 24,08 781,1 24,02 777,3 24,36 780,9 24,01
8,0 742,1 27,59 726,7 29,45 736,9 28,32 733,2 28,65 734,7 28,50
9,0 699,1 31,78 682,8 33,72 696,7 32,23 693,5 32,51 693,0 32,56
10,0 655,4 36,05 644,3 37,45 649,1 36,86 645,1 37,22 648,5 36,90
11,0 606,6 40,81 599,3 41,82 608,5 40,81 589,6 42,62 601,0 41,52
12,0 556,4 45,71 557,8 45,85 561,1 45,42 539,1 47,54 553,6 46,13
117
APÊNDICE 34 – Gráfico representativo da tendência de desgaste da área frontal das
ponteiras de ADI, em percentagem, em função das etapas de trabalho.
Equação de ajuste D = 0,0789h
2
+ 2,90031h,
R
2
= 0,9997,
onde:
D = desgaste em percentagem;
h = horas trabalhadas.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Etapa de trabalho (h)
Desgaste (%)
118
APÊNDICE 35 – Cálculo e análise estatística do desgaste da área frontal das ponteiras
construídas em Aço SAE, 1060, forjado.
Desgaste
Parcial/hora (mm
2
)
Etapa
Ponteira
(h) S2 S4 S7 S9
Desgaste
Médio
das
Ponteiras
Medida de
Dispersão
em relação
à Média
Variância
Desvio
Padrão
Coeficiente
Variação
(CV)
0,0
0,5 21,8 21,8 22,1 22,6
1,0 43,3 44,7 45,9 45,9 44,950 -0,870 0,757
2,0 46,1 46,1 46,5 45,9 46,150 0,330 0,109
3,0 43,2 44,9 46,5 48,2 45,700 -0,120 0,014
4,0 46,2 45,5 45,1 46,1 45,725 -0,095 0,009
5,0 46,6 44,9 47,6 47,2 46,575 0,755 0,570
45,820 0,000 0,365 0,604 0,013
6,0 72,6 72,5 71,9 71,5 72,125 -8,720 76,038
7,0 73,2 73,8 72,8 73,1 73,225 -7,620 58,064
8,0 81,8 83,1 83,1 82,8 82,700 1,855 3,441
9,0 84,2 85,5 84,6 85,6 84,975 4,130 17,057
10,0 92,2 90,7 91,4 90,5 91,200 10,355 107,226 0,100
80,845 0,000 65,457 8,091
11,0 102,9 101,5 102,8 103,5 102,675 -1,462 2,139
12,0 108,3 103,9 105,4 104,8 105,600 1,462 2,139
104,138 0,000 4,278 2,068 0,020
119
APÊNDICE 36 – Cálculo e análise estatística do desgaste da área frontal das ponteiras
construídas em ADI.
Desgaste
Parcial/hora (mm
2
)
Etapa
Ponteira
(h) A1 A3 A6 A8
Desgaste
Médio
das
Ponteiras
Medida de
Dispersão
em relação
à Média
Variância
Desvio
Padrão
Coeficiente
Variação
(CV)
0,0
0,5 17,20 17,80 16,40 16,80
1,0 34,30 34,90 33,50 33,70 34,1000 1,0600 1,1236
2,0 33,70 33,80 30,30 28,30 31,5250 -1,5150 2,2952
3,0 33,70 34,30 36,90 33,30 34,5500 1,5100 2,2801
4,0 35,90 33,00 31,10 35,50 33,8750 0,8350 0,6972
5,0 24,30 30,90 36,10 33,30 31,1500 -1,8900 3,5721
33,0400 0,0000 2,4921 1,5786 0,0478
6,0 38,50 34,40 37,90 41,40 38,0500 -4,7450 22,5150
7,0 41,20 46,70 41,20 44,80 43,4750 0,6800 0,4624
8,0 41,10 55,40 44,20 44,10 46,2000 3,4050 11,5940
9,0 43,00 43,90 40,20 39,70 41,7000 -1,0950 1,1990
10,0 43,70 38,50 47,60 48,40 44,5500 1,7550 3,0800
42,7950 0,0000 9,7126 3,1165 0,0728
11,0 48,80 45,00 40,60 55,50 47,4750 0,0375 0,0014
12,0 50,20 41,50 47,40 50,50 47,4000 -0,0375 0,0014
47,4375 0,0000 0,0028 0,0530 0,0011
120
APÊNDICE 37 − Análise de variância do desgaste percentual frontal das ponteiras de Aço
SAE 1060, forjado e ADI.
Anova: fator único alfa = 0,01
Grupo Contagem Soma Média Variância
Etapa – 3,0h
SAE 1060 4 48,65 12,16 0,07
SAE1060
ADI
ADI 4 38,98 9,74 0,11
11,83 9,92
12,09 10,00
Fonte da variação
SQ gl MQ F valor-P
F crítico
12,33 9,79
Entre grupos
11,69 1 11,69 133,95 2,5E-05 13,74
12,40 9,27
Dentro dos grupos
0,52 6 0,09
Total
12,21 7
Anova: fator único alfa = 0,01
Grupo Contagem Soma Média Variância
Etapa – 6,0h
SAE 1060 4 107,14 26,78 0,04
SAE1060
ADI
ADI 4 79,12 19,78 0,07
26,60 19,56
26,61 19,54
Fonte da variação
SQ gl MQ F valor-P
F crítico
26,94 20,02
Entre grupos
98,14 1 98,14 1717,24 1,32E-08 13,74
26,99 20,00
Dentro dos grupos
0,34 6 0,06
Total
98,48 7
Anova: fator único alfa = 0,01
Grupo Contagem Soma Média Variância
Etapa – 10,0h
SAE 1060 4 225,24 56,31 0,01
SAE1060
ADI
ADI 4 147,58 36,89 0,38
56,17 36,05
56,29 37,45
Fonte da variação
SQ gl MQ F valor-P
F crítico
56,39 36,86
Entre grupos
753,88 1 753,88 3893,69 1,14E-09 13,74
56,39 37,22
Dentro dos grupos
1,16 6 0,19
Total
755,04 7
Anova: fator único alfa = 0,01
Grupo Contagem Soma Média Variância
Etapa – 12,0h
SAE 1060 4 299,32 74,83 0,03
SAE1060
ADI
ADI 4 184,52 46,13 0,92
75,02 45,71
74,59 45,85
Fonte da variação
SQ gl MQ F valor-P
F crítico
74,87 45,42
Entre grupos
1647,38 1 1647,38 3477,44 1,6E-09 13,74
74,84 47,54
Dentro dos grupos
2,84 6 0,47
Total
1650,22 7
121
APÊNDICE 38 – Exemplo da seqüência do desgaste frontal de uma ponteira de Aço SAE
1060, forjado (S2), após 12 horas de trabalho.
122
APÊNDICE 39 – Exemplo da seqüência do desgaste lateral de uma ponteira de Aço SAE
1060, forjado (S2), após 12 horas de trabalho.
123
APÊNDICE 40 – Exemplo da seqüência do desgaste frontal de uma ponteira de ADI (A1),
após 12 horas de trabalho.
124
APÊNDICE 41 – Exemplo da seqüência do desgaste lateral de uma ponteira de ADI (A1),
após 12 horas de trabalho.
125
APÊNDICE 42 − Exemplo da seqüência do desgaste frontal da ponteira em ADI (A3),
obtida através digitalização 3D.
Etapa 0,0h Etapa 2,0h Etapa 4,0h Etapa 5,0h
Etapa 6,0h Etapa 8,0h Etapa 9,0h
126
APÊNDICE 43 − Gráficos referentes aos dados dos arquivos obtidos nos ensaios de
calibração do canal vertical – Ensaios 1, 2.
Calibração Canal Vertical (Ensaio 1)
y = 1,1475x
R
2
= 0,9993
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (FV (N))
Calibração Canal Vertical (Ensaio 2)
y = 1,1457x
R
2
= 0,9995
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (FV (N))
127
APÊNDICE 44 − Gráficos referentes aos dados dos arquivos obtidos nos ensaios de
calibração do canal vertical – Ensaios 3, 4 e 5.
Calibração Canal Vertical (Ensaio 4)
y = 1,1484x
R
2
= 0,9996
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (FV (N))
Calibração Canal Vertical (Ensaio 3)
y = 1,1523x
R
2
= 0,9995
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (FV (N))
Calibração Canal Vertical (Ensaio 5)
y = 1,1472x
R
2
= 0,9994
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (FV (N))
128
APÊNDICE 45 − Gráficos referentes aos dados do arquivo obtido no ensaio de calibração
dos canais horizontais – Ensaio 6.
Calibração Canais Horizontais (Ensaio 6)
y = 2,3657x
R
2
= 0,9951
y = 1,358x
R
2
= 0,9813
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
11000
12000
13000
14000
0 100020003000400050006000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (Fhi (N)) Linear (FHs (N))
Resultante HOR X Car
g
a Aplicada
y = 1,0077x
R
2
= 0,9995
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultante (FHs-Fhi) Linear (Resultante (FHs-Fhi))
129
APÊNDICE 46 − Gráficos referentes aos dados do arquivo obtido no ensaio de calibração
dos canais horizontais – Ensaio 7.
Calibração Canais Horizontais (Ensaio 7)
y = 2,3857x
R
2
= 0,9962
y = 1,3866x
R
2
= 0,9872
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
11000
12000
13000
14000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (Fhi (N)) Linear (FHs (N))
Resultante HOR X Carga Aplicada
y = 0,9991x
R
2
= 0,9998
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultante (FHs-Fhi)
130
APÊNDICE 47 − Gráficos referentes aos dados do arquivo obtido no ensaio de calibração
dos canais horizontais – Ensaio 8.
Calibração Canais Horizontais (Ensaio 8)
y = 2,3866x
R
2
= 0,9924
y = 1,3859x
R
2
= 0,9711
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
11000
12000
13000
14000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (Fhi (N)) Linear (FHs (N))
Resultante HOR X Carga Aplicada
y = 1,0007x
R
2
= 0,9991
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultante (FHs-Fhi) Linear (Resultante (FHs-Fhi))
131
APÊNDICE 48 − Gráfico referente aos dados do arquivo obtido no ensaio de calibração
dos canais horizontais e vertical (dispositivo de medição na posição de operação no campo
– inclinação 15º) – Ensaio 9.
Calibração Canais Horizontais e Vertical (Ensaio 9)
y = 3,0129x
R
2
= 0,9942
y = 2,0345x
R
2
= 0,9815
y = 0,2362x
R
2
= 0,8652
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
11000
12000
13000
14000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (Fhi (N)) Linear (FHs (N)) Linear (FV (N))
132
APÊNDICE 49 − Gráficos das resultantes das forças horizontais e vertical - Ensaio 9.
Força VERT X Componente VERT Carga Aplicada
y = 0,9127x
R
2
= 0,8652
-200
0
200
400
600
800
1000
1200
0 200 400 600 800 1000 1200
Comp. VERT Carga Aplicada (N)
Força VERT (N)
FV (N) Linear (FV (N))
Resultante HOR X Car
g
a Aplicada
y = 0,978x
R
2
= 0,997
0
1000
2000
3000
4000
5000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultante (FHs - Fhi)
Resultante HOR X Componente HOR Carga Aplicada
y = 1,013x
R
2
= 0,997
0
1000
2000
3000
4000
5000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Comp. HOR Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultate (FHs-Fhi)
133
APÊNDICE 50 − Gráfico referente aos dados do arquivo obtidos no ensaio de calibração
dos canais horizontais e vertical (dispositivo de medição na posição de operação no campo
– inclinação 15º) – Ensaio 10.
Calibração Canais Horizontais e Vertical (Ensaio 10)
y = 3,0082x
R
2
= 0,9941
y = 2,0317x
R
2
= 0,9796
y = 0,2323x
R
2
= 0,8514
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
11000
12000
13000
14000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (Fhi (N)) Linear (FHs (N)) Linear (FV (N)
)
134
APÊNDICE 51 − Gráficos das resultantes das forças horizontais e vertical – Ensaio 10.
Força VERT X Componente VERT Carga Aplicada
y = 0,8974x
R
2
= 0,8514
-200
0
200
400
600
800
1000
1200
0 200 400 600 800 1000 1200
Comp. VERT Carga Aplicada (N)
Força VERT (N)
FV (N) Linear (FV (N))
Resultante HOR X Car
g
a Aplicada
y = 0,977x
R
2
= 0,995
0
1000
2000
3000
4000
5000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultante (FHs - Fhi)
Resultante HOR X Componente HOR Carga Aplicada
y = 1,011x
R
2
= 0,995
0
1000
2000
3000
4000
5000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Comp. HOR Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultate (FHs-Fhi)
135
APÊNDICE 52 − Gráfico referente aos dados do arquivo obtido no ensaio de calibração
dos canais horizontais e vertical (dispositivo de medição na posição de operação no campo
– inclinação 15º) – Ensaio 11.
Calibração Canais Horizontais e Vertical (Ensaio 11)
y = 3,0056x
R
2
= 0,9949
y = 2,0327x
R
2
= 0,9826
y = 0,2314x
R
2
= 0,8741
-1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
11000
12000
13000
14000
15000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Carga Aplicada (N)
Resposta (N)
FHs (N) Fhi (N) FV (N) Linear (Fhi (N)) Linear (FHs (N)) Linear (FV (N))
136
APÊNDICE 53 − Gráficos das resultantes das forças horizontais e vertical – Ensaio 11.
Força VERT X Componente VERT Carga Aplicada
y = 0,894x
R
2
= 0,8741
-200
0
200
400
600
800
1000
1200
0 200 400 600 800 1000 1200
Comp. VERT Carga Aplicada (N)
Força VERT (N)
FV (N) Linear (FV (N))
Resultante HOR X Carga Aplicada
y = 0,973x
R
2
= 0,996
0
1000
2000
3000
4000
5000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultante (FHs - Fhi) Linear (Resultante (FHs - Fhi))
Resultante HOR X Componente HOR Carga Aplicada
y = 1,007x
R
2
= 0,996
0
1000
2000
3000
4000
5000
0 1000 2000 3000 4000 5000
Comp. HOR Carga Aplicada (N)
Resultante HOR (N)
Resultate (FHs-Fhi) Linear (Resultate (FHs-Fhi))
137
APÊNDICE 54 − Registro da medição das forças atuantes nas células de carga do
dispositivo de medição de esforços, em três repetições realizadas durante uma etapa de
ensaio.
Instante em que a
ponteira entra em
Início da
operação de
Término da
operação de
Instante em que
a semeadora é
138
APÊNDICE 55 − Registros da medição dos ensaios de tração, em três repetições, com a
ponteira sulcadora em seu estado original – Registro Gráfico 01
Registro gráfico 01
APÊNDICE 56
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 01 – Ponteira original.
Arquivo 01
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 12565,8 10930,8
Total = 15s
643,5
RH = 1635,1
139
APÊNDICE 57 − Registros da medição dos ensaios de tração, em três repetições, com a
ponteira sulcadora em seu estado original – Registro Gráfico 02
Registro gráfico 02
APÊNDICE 58− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 02 – Ponteira original
Arquivo 02
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
10 a 25 12575,6 10574,7
Total = 15s
633,7
RH =
2000,9
140
APÊNDICE 59 − Registros da medição dos ensaios de tração, em três repetições, com a
ponteira sulcadora em seu estado original – Registro Gráfico 03
Registro gráfico 03
APÊNDICE 60
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 03 – Ponteira original.
Arquivo 03
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 12250,2 10155,3
Total = 15s
607,9
RH = 2094,9
141
APÊNDICE 61
− Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 6% de desgaste, em massa – Registro Gráfico 04
Registro gráfico 04
APÊNDICE 62
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 04 – Ponteira com 6% de desgaste.
Arquivo 04
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 11171,3 8731,4
Total = 15s
418,5
RH = 2439,9
142
APÊNDICE 63 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 6% de desgaste, em massa – Registro Gráfico 05
Registro gráfico 05
APÊNDICE 64
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 05 – Ponteira com 6% de desgaste.
Arquivo 05
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 11904,0 9743,4
Total = 15s
637,2
RH = 2160,6
143
APÊNDICE 65 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 6% de desgaste, em massa – Registro Gráfico 06
Registro gráfico 06
APÊNDICE 66
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 06 – Ponteira com 6% de desgaste.
Arquivo 06
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 11643,5 9396,3
Total = 15s
549,3
RH = 2247,2
144
APÊNDICE 67 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 15% de desgaste, em massa – Registro Gráfico 07.
Registro gráfico 07
APÊNDICE 68
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 07 – Ponteira com 15% de desgaste.
Arquivo 07
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 11293,2 9067,3
Total = 15s
362,4
RH = 2225,8
145
APÊNDICE 69 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 15% de desgaste, em massa – Registro Gráfico 08
Registro gráfico 08
APÊNDICE 70
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 08 – Ponteira com 15% de desgaste.
Arquivo 08
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
10 a 25 9926,0 7662,4
Total = 15s
442,2
RH = 2263,7
146
APÊNDICE 71 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 15% de desgaste, em massa – Registro Gráfico 09
Registro gráfico 09
APÊNDICE 72
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 09 – Ponteira com 15% de desgaste.
Arquivo 09
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 11728,0 9406,9
Total = 15s
388,9
RH = 2321,2
147
APÊNDICE 73 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 31% de desgaste, em massa - Registro Gráfico 10.
Registro gráfico 10
APÊNDICE 74
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 10 – Ponteira com 31% de desgaste.
Arquivo 10
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 11634,7 9193,0
Total = 15s
471,5
RH = 2441,8
148
APÊNDICE 75 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 31% de desgaste, em massa - Registro Gráfico 11.
Registro gráfico 11
APÊNDICE 76
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 11 - Ponteira com 31% de desgaste.
Arquivo 11
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 9371,5 6948,6
Total = 15s
274,5
RH = 2422,9
149
APÊNDICE 77 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 31% de desgaste, em massa - Registro Gráfico 12.
Registro gráfico 12
APÊNDICE 78
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 12 - Ponteira com 31% de desgaste.
Arquivo 12
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
15 a 30 10790,3 8217,2
Total = 15s
239,6
RH = 2573,1
150
APÊNDICE 79 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 46% de desgaste, em massa – Registro Gráfico 13.
Registro gráfico 13
APÊNDICE 80
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 13 - Ponteira com 46 % de desgaste.
Arquivo 13
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
20 a 35 10364,6 7549,0
Total = 15s
236,1
RH = 2815,6
151
APÊNDICE 81 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 46% de desgaste, em massa – Registro Gráfico 14.
Registro gráfico 14
APÊNDICE 82
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 14 - Ponteira com 46% de desgaste.
Arquivo 14
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
20 a 35 9823,3 7196,2
Total = 15s
434,9
RH = 2627,1
152
APÊNDICE 83 − Registros da medição dos ensaios de tração com a ponteira sulcadora
apresentando 46% de desgaste, em massa – Registro Gráfico 15.
Registro gráfico 15
APÊNDICE 84
− Resultado médio das respostas das células de carga, obtidos a partir dos
dados armazenados no arquivo 15 - Ponteira com 46% de desgaste.
Arquivo 15
Tempo (s) FV (N) FHs (N) Fhi (N)
20 a 35 9236,5 6664,5
Total = 15s
257,3
RH = 2572,0
153
APÊNDICE 85 − Análise de variância da força horizontal atuante na ponteira sulcadora.
Anova : fator único 0,05
FH
P
Tratamentos (desgaste percentual)
0% 6% 15% 31% 46%
1412,8 2248,4 2056,2 2236,6 2658,6
1768,7 1922,1 2072,1 2269,3 2425,0
1866,2 2028,4 2141,4 2423,4 2417,8
Grupo Contagem Soma Média Variância
0 3 5047,7 1682,6 56957,10
0,06 3 6198,9 2066,3 27695,23
0,15 3 6269,7 2089,9 2052,39
0,31 3 6929,3 2309,8 9951,723
0,46 3 7501,4 2500,5 18767,57
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Tratamentos 1126271 4 281567,8 12,1971 0,000733 3,47805
Dentro dos grupos 230848 10 23084,8
Total 1357119 14
Não é possivel afirmar que as médias dos tratamentos são iguais ao nível de significancia de 5%.
154
APÊNDICE 86 − Análise de variância da força vertical atuante na ponteira sulcadora.
Anova: fator único 0,05
FV
P
Tratamentos (desgaste percentual)
0% 6% 15% 31% 46%
1044,8 1035,7 926,1 1087,4 956,8
1130,0 1174,7 1013,0 892,2 1100,0
1129,4 1112,2 976,4 897,4 914,2
Grupo Contagem Soma Média Variância
0 3 3304,2 1101,4 2402,76
0,06 3 3322,6 1107,5 4846,583
0,15 3 2915,5 971,8 1903,543
0,31 3 2877 959,0 12371,68
0,46 3 2971 990,3 9473,773
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Tratamentos 63083,94 4 15770,99 2,543844 0,105353 3,47805
Dentro dos grupos 61996,68 10 6199,668
Total 125080,6 14
Pode-se afirmar que as médias são iguais ao nível de significância de 5%.
155
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