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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ANÁLISE DE MATERIAIS DE FUNDO DE ALTO AMORTECIMENTO E DE SEUS
EFEITOS EM PASTILHAS DE FREIO
por
Luciano Tedesco Matozo
Dissertação para obtenção do Título de
Mestre em Engenharia
Porto Alegre, Setembro de 2006
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ANÁLISE DE MATERIAIS DE FUNDO DE ALTO AMORTECIMENTO E DE SEUS
EFEITOS EM PASTILHAS DE FREIO
por
Luciano Tedesco Matozo
Engenheiro Mecânico
Dissertação 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
Mestre em Engenharia
Área de Concentração: Mecânica dos Sólidos
Orientador: Prof. Dr. Alberto Tamagna
Comissão de Avaliação:
Prof. Dr. Antônio Carlos Canale
Prof. Dr. Hazim Ali Al-Qureshi
Prof. Dr. José Antônio Esmério Mazzaferro
Prof. Dr. Marcos Roberto Soares
Prof. Dr. Flávio José Lorini
Coordenador do PROMEC
Porto Alegre, 14 de Setembro de 2006.
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RESUMO
Ruídos de freio apresentam-se hoje como um dos principais problemas relacionados ao
conforto do motorista em automóveis modernos. O elevado fator de atrito entre disco e pastilhas,
necessário para proporcionar um adequado desempenho de frenagem aos atuais veículos de
passeio, tem aumentado significativamente a propensão à ocorrência de ruídos do tipo squeal. A
solução encontrada é a utilização de apêndices chamados insulators ou chapas anti-ruído,
aderidos à plaqueta metálica da pastilha de freio. Esses componentes são especialmente
desenvolvidos para aumentar o amortecimento do sistema vibratório composto por disco,
pastilhas e pinça de freio, reduzindo o ruído produzido durante as frenagens. Essa opção,
entretanto, tem um significativo impacto no custo do produto, podendo, muitas vezes, superar
inclusive o custo do material de atrito utilizado em determinada pastilha de freio.
O trabalho desenvolvido propõe a utilização de compósitos que, quando utilizados na
função de materiais de fundo, são capazes de agregar amortecimento à pastilha de freio e, dessa
forma, reduzir a geração de ruídos de freio. A formulação desses materiais enfatizou a utilização
de elastômeros como matriz do compósito, dadas às propriedades de amortecimento associadas a
esses materiais. Todos os ensaios desenvolvidos com o objetivo de caracterizar as propriedades
físicas e mecânicas desses, bem como seu efeito quando utilizados como materiais de fundo em
pastilhas de freio, foram também conduzidos com compósitos utilizados atualmente como
materiais de fundo pela empresa fabricante de materiais de fricção FRAS-LE S.A. Assim, foram
caracterizados os módulos de elasticidade dinâmico e estático, além da densidade dos
compósitos. Em pastilhas equipadas com os diferentes materiais de fundo foram determinadas as
freqüências naturais dos quatro primeiros modos de vibração, bem como o amortecimento
associado a estes e a deflexão do bloco formado pelo material de atrito e de fundo em ensaio de
compressibilidade. Para analisar a eficácia dos diferentes compósitos na redução de ruídos de
freio, um par de pastilhas equipadas com cada material foi submetido ao procedimento de
avaliação, em dinamômetro, da propensão à ocorrência de ruídos em sistemas de freio, SAE
J2521.
Ao final do trabalho, os resultados mostraram que o aumento do amortecimento
associado a pastilhas de freio por meio da utilização de materiais de fundo de matriz
elastomérica é viável. Associações entre diferentes propriedades mecânicas das pastilhas de freio
estudadas e a ocorrência de ruído, durante o procedimento em dinamômetro, foram
desenvolvidas, demonstrando que, para as amostras avaliadas nesse trabalho, o valor da
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v
compressibilidade apresenta significativa correlação com o número de frenagens ruidosas
produzidas durante o ensaio procedimento SAE J2521.
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ABSTRACT
Brake noise has become as a major concern related to drivers comfort on modern
automobiles. The high friction coefficient between disc and pads, necessary to induce a
convenient brake performance to current vehicles, has significantly increased the propensity of
squeals noise. The usual solution to overcome this kind of problem is the use of an insulator
shim attached to pads’ back plate. This is a component specially designed to increase damping
on disc, pads and caliper vibrational system witch reduces brake noise as consequence. This
option, however, has a significant impact on products cost and many times overcome cost of the
friction material used on some brake pads.
The developed work proposes the utilization of composites that, when used as underlayer
materials, are capable to increase pads’ damping and reduce noise generation. The composites
formula uses elastomers as its matrix due to the damping characteristics associated to these
materials. All the tests done with the objective of characterize composites physical and
mechanical properties of it, as well as its effects when utilize as underlayer materials, were done
also with current composites used as underlayer materials by friction materials company FRAS-
LE S.A.. Were characterized dynamic – on several different temperatures - and static Young´s
modulus besides composites density. On brake pads equipped with them were determined the
natural frequencies of first four vibration modes as well as the loss factor associated to them and
the compressibility of the block formed by the friction and underlayer materials. To confirm the
composites efficiency on brake noise reduction a par of pads equipped with each one were
submitted to a dynamometer noise scattering procedure, SAE J2521.
By the end of this work the presented results assure that is possible to increase pads
damping by the utilization of elastomeric matrix underlayers. Some associations between pads
mechanical properties and noise occurrence during dynamometer tests were conducted. Where
demonstrated the compressibility value has a significant correlation with the number of noisy
brake stops during SAE J2521 procedure
vii
vii
1. Introdução........................................................................................................
1
2. Revisão Bibliográfica...................................................................................... 2
2.1. Sistemas de Freio............................................................................................ 2
2.2. Materiais de Atrito........................................................................................ 11
2.2.1. Famílias de Materiais de Atrito e Processos Tribológicos........................... 11
2.2.2. Matérias Primas............................................................................................... 13
2.2.3. Processos de Fabricação.................................................................................. 17
2.2.4. Propriedades Mecânicas dos Materiais de Atrito............................................ 21
2.3. Ruídos e Vibrações em Sistemas de Freio...................................................... 25
2.3.1. Classificação dos Ruídos e Vibrações............................................................. 25
2.3.2. Squeal – Mecanismos de Excitação e Classificação....................................... 27
2.3.3. Supressão de Ruídos....................................................................................... 32
3. Materiais de Fundo de Matriz Elastomérica................................................... 36
3.1. Natureza Viscoelástica dos Polímeros............................................................ 36
3.2. Concepção dos Materiais de Fundo de Matriz Elastomérica.......................... 39
3.3. Materiais de Fundo Convencionais................................................................. 41
4. Fabricação dos Materiais para Ensaio............................................................. 43
4.1. Confecção de Blocos de Material de Fundo.................................................... 43
4.2. Confecção de Pastilhas de Freio Com os Materiais de Fundo........................ 44
5. Técnicas Experimentais...................................................................................
45
5.1. Ensaio de Compressibilidade (Procedimento TS 6-11-101)........................... 45
5.2. Avaliação de Freqüências Naturais e Amortecimento em Pastilhas de Freio. 46
5.3. Determinação do Módulo de Elasticidade Estático e Dinâmico dos
Materiais de Fundo e de Atrito........................................................................
50
5.3.1. Módulo de Elasticidade Estático..................................................................... 50
5.3.2. Módulo de Elasticidade Dinâmico.................................................................. 51
5.4. Avaliação das Freqüências dos Modos de Vibração do Disco de Freio..........
53
5.5. Quantificação do Nível de Ruído em Dinamômetro....................................... 55
6. Resultados........................................................................................................
60
6.1. Ensaio de Compressibilidade.......................................................................... 60
6.2. Avaliação de Freqüências Naturais e Amortecimento em Pastilhas de Freio. 62
6.2.1. Mapeamento dos Quatro Primeiros Modos de Vibração................................ 62
6.2.2. Determinação das Freqüências de Ressonância.............................................. 64
6.2.3. Determinação do Amortecimento Associado aos Picos de Ressonância........ 68
viii
viii
6.2.4. Relação Entre Fator de Perda e a Compressibilidade das Amostras............... 75
6.3. Determinação do Módulo de Elasticidade Estático e Dinâmico dos
Materiais de Fundo e de Atrito........................................................................
76
6.3.1. Módulo de Elasticidade Estático..................................................................... 76
6.3.2. Módulo de Elasticidade Dinâmico.................................................................. 79
6.4. Avaliação das Freqüências dos Modos de Vibração do Disco de Freio..........
81
6.5. Quantificação do Nível de Ruído em Dinamômetro....................................... 85
6.5.1. Relação Entre o Fator de Perda e a Ocorrência de Ruídos Durante o Ensaio
SAE J2521.......................................................................................................
110
6.5.2. Relação Entre o Resultado de Compressibilidade e a Ocorrência de Ruídos
Durante o Ensaio SAE J2521..........................................................................
111
7. Conclusão........................................................................................................ 113
8. Referências Bibliográficas...............................................................................
115
.
ix
ix
LISTA DE SÍMBOLOS
b
A
Área do material de fricção [m²]
1111
C
Coeficiente elástico
*
E
Modulo de elasticidade complexo [N/m²]
E
′
Modulo de elasticidade [N/m²]
E
′
′
Modulo de perda [N/m²]
b
E
Energia dissipada durante a frenagem [J]
din
E
Modulo de elasticidade dinâmico [N/m²]
a
F
Força de atrito [N]
f
F
Freqüência fundamental de ressonância [Hz]
n
F
Força normal [N]
I
Inércia [kg.m²]
mf
M
Massa do material de fundo [kg]
m
Massa [kg]
b
P
Potencia dissipada durante a frenagem [W]
c
P
Propriedade mecânica do compósito
f
P
Propriedade mecânica da fibra
m
P
Propriedade mecânica da matriz
R
Raio de rolamento [m]
1
T
Fator de correção para barras de espessura finita
(
)
[
]
2
/585,61 Lw+
t
Tempo [s]
1
V
Velocidade [m/s]
w
Espessura [m]
σ
Tensão [N/m²]
η
Fator de perda
ω
Freqüência angular [rad/s]
ε
Deformação
δ
Ângulo de fase [º]
µ
Coeficiente de Poisson
c
µ
Coeficiente de atrito cinético
na
FF
x
x
f
v
Fração volumétrica da fibra de um compósito
m
v
Fração volumétrica matriz de um compósito
mf
ρ
Densidade do material de fundo [Kg/m³]
xi
xi
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura Título Página
2.1.1 Circuito hidráulico de freio. [Limpert, 1999] 2
2.1.2 Servo-acionamento ou Booster. [www.classicperform.com] 3
2.1.3 Freio a tambor tipo duo-servo 4
2.1.4 Freio a disco com caliper fixo. [Pompon, 1997] 5
2.1.5 Ferro fundido lamelar. [Jang et al., 2003] 6
2.1.6 Disco sólido. [Pompon, 1997] 8
2.1.7 Disco ventilado. [Pompon, 1997] 8
2.1.8 Ferro fundido nodular de matriz perlítica. [Maluf et al., 2005] 9
2.1.9 Caliper fixo. 9
2.1.10 Caliper flutuante. 10
2.1.11 Pastilhas de freio. [cortesia FRAS-LE S/A.] 11
2.1.12 Componentes da pastilha de freio. 11
2.2.3.1 Molde positivo de uma cavidade em posição aberta. 18
2.2.3.2 Molde positivo multicavidades em posição aberta 19
2.2.3.4 Prensa de pré-forma. 20
2.2.4.1 Modelo para descrição de propriedades dinâmicas de materiais de
atrito. [Brencht, 2003]
22
2.2.4.2 Defasagem entre tensão e deformação. [Brencht, 2003] 24
2.3.1.1 Aceleração na pastilha de um veículo apresentado judder. 25
2.3.2.1 Modelo representativo do fenômeno de stick-slip.[Crolla e Lang, 1991] 28
2.3.2.2 Variação na velocidade de deslizamento durante o fenômeno de stick-
slip. [Chen et al., 2006]
28
2.3.2.3 Modelo representativo do fenômeno de sprag-slip. [Stewart, 2000] 29
2.3.2.4 Modelo disco-pastilha ilustrando o fenômeno de sprag-slip .[Belvedi,
2005]
30
2.3.2.5 Acoplamento modal entre pastilha e disco de freio.[Belvedi et al.,
2005]
31
2.3.2.6 Modo de compressão tangencial .[Dessouki, 2003] 32
2.3.2.7 Modo no qual ocorre o deslocamento relativo entre as pistas de atrito.
[Dessouki, 2003]
32
3.1.1 Defasagem entre tensão e deformação em materiais viscoelásticos.
xii
xii
[Turi, 1997] 36
3.1.2 Relação entre as tensões ou módulos de elasticidade / cisalhamento e o
ângulo de fase. [Turi, 1997]
37
3.1.3 Influência da temperatura sobre E’ e η de materiais viscoelásticos.
[Nashif et al., 1985].
37
3.1.4 Variação em E’ e η em função da freqüência para materiais de módulo
de elasticidade estático distintos. [Nashif et al., 1985].
38
3.1.5 Influência da pré-carga em E’ e η na fase rubberlike de materiais
viscoelásticos. [Nashif et al., 1985].
38
3.1.6 Influência da amplitude de deformação em E’ e η na fase rubberlike de
materiais viscoelásticos. [Nashif et al., 1985].
39
5.1.1 Máquina para ensaio de compressibilidade. [www.linkeng.com] 46
5.2.1 Sinal do acelerômetro colocado junto à pastilha de freio (azul) e janela
de aquisição de dados estabelecida (vermelho).
48
5.2.2 Sinal do martelo de carga durante o impacto (azul) e janela de
aquisição de dados estabelecida (vermelho).
48
5.2.3 FFT calculada a partir do sinal do martelo de carga contido na janela
de aquisição estabelecida.
48
5.3.1 Placas dos materiais de fricção, MF-A e MF-B. 52
5.3.2 Placas dos materiais MF-SBR, MF-NBR e MF-EPDM. 52
5.5.1 Temperatura inicial de frenagem durante as sessões do procedimento
SAE J2521.
56
5.5.2 Perfil de pressão de acionamento durante frenagem. [SAE J2521,
2006]
57
5.5.3 Suspensão dianteira suportando o sistema de freio a disco durante o
ensaio SAE J2521.
57
5.5.4 Posicionamento do microfone em relação ao sistema de freio. [SAE
J2521, 2006]
58
5.5.5 Temperatura na região do material de fundo durante o ensaio SAE
J2521.
59
6.2.1.1 Linhas nodais do primeiro modo de flexão. 62
6.2.1.2 Linhas nodais do primeiro modo de torção. 63
6.2.1.3 Linhas nodais do segundo modo de flexão. 63
6.2.1.4 Linhas nodais do segundo modo de torção. 64
xiii
xiii
6.2.2.1 Pontos de impacto e de fixação do transdutor na pastilha de freio. 64
6.2.2.2 Autospectrum H1 típico obtido a partir da configuração apresentada na
figura 6.2.2.1.
65
6.3.2.1 Autospectrum típico obtido a partir da excitação dos corpos de prova 79
6.4.1 FRF do disco de freio, direção normal à pista de atrito, a 5 e 25bar
(linhas azul e laranja respectivamente) – material de fundo MF-EPDM.
82
6.4.2 FRF do disco de freio, direção normal à pista de atrito, a 5 e 25bar
(linhas azul e laranja respectivamente) – materiais de fundo MF-SBR e
MF-A.
82
6.4.3 FRF do disco de freio, direção normal à pista de atrito, a 5 e 25bar
(linhas azul e laranja respectivamente) – materiais de fundo MF-SBR e
MF-A.
82
6.4.4 FRF do disco de freio, no plano do disco, a 5 e 25bar (linhas azul e
laranja respectivamente) – material de fundo MF-EPDM.
83
6.4.5 FRF do disco de freio, no plano do disco, a 5 e 25bar (linhas azul e
laranja respectivamente) – materiais de fundo MF-SBR e MF-A.
84
6.4.6 FRF do disco de freio, no plano do disco, a 5 e 25bar (linhas azul e
laranja respectivamente) – materiais de fundo MF-SBR e MF-A.
84
6.4.7 FRF do disco de freio, no plano do disco, a 23ºC (azul) e 150ºC
(vermelho).
85
6.4.8 FRF do disco de freio, fora do plano do disco, a 23ºC (azul) e 150ºC
(vermelho).
85
6.5.1 FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material
de atrito MA-1 sem material de fundo.
107
6.5.2 FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material
de atrito MA-1 sem material de fundo.
108
6.5.3 FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material
de atrito MA-1 + material de fundo MF-A.
108
6.5.4 FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material
de atrito MA-1 + material de fundo MF-SBR.
109
6.5.5 FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material
de atrito MA-1 + material de fundo MF-NBR.
109
6.5.6 FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material
de atrito MA-1 + material de fundo MF-EPDM.
110
xiv
xiv
ÍNDICE DE GRÁFICOS
Gráfico Título Página
6.1.1 Resultados médio de compressibilidade das amostras. 60
6.2.2.1 Freqüência natural média do primeiro e segundo modos de flexão. 65
6.2.2.2 Freqüência natural média do primeiro e segundo modos de flexão. 65
6.2.2.3 Freqüência natural média do primeiro e segundo modos de torção. 66
6.2.2.4 Freqüência natural média do primeiro e segundo modos de torção. 66
6.2.2.5 Variação na freqüência natural média do primeiro modo de flexão. 66
6.2.2.6 Variação na freqüência natural média do primeiro modo de flexão. 66
6.2.2.7 Variação na freqüência natural média do segundo modo de flexão. 67
6.2.2.8 Variação na freqüência natural média do segundo modo de flexão. 67
6.2.2.9 Variação na freqüência natural média do primeiro modo de torção. 67
6.2.2.10 Variação na freqüência natural média do primeiro modo de torção. 67
6.2.2.11 Variação na freqüência natural média do segundo modo de torção. 67
6.2.2.12 Variação na freqüência natural média do segundo modo de torção. 67
6.2.3.1 Fator de perda associado ao primeiro modo de flexão. 68
6.2.3.2 Fator de perda associado ao primeiro modo de torção. 69
6.2.3.3 Fator de perda associado ao segundo modo de flexão. 69
6.2.3.4 Fator de perda associado ao segundo modo de torção. 69
6.2.3.5 Variação do fator de perda associado ao primeiro modo de flexão para
materiais de fundo de matriz termofíxa.
71
6.2.3.6 Variação do fator de perda associado ao primeiro modo de flexão para
materiais de fundo de matriz elastomérica.
72
6.2.3.7 Variação do fator de perda associado ao primeiro modo de torção para
materiais de fundo de matriz termofíxa.
72
6.2.3.8 Variação do fator de perda associado ao primeiro modo de torção para
materiais de fundo de matriz elastomérica.
72
6.2.3.9 Variação do fator de perda associado ao segundo modo de flexão para
materiais de fundo de matriz termofíxa.
73
6.2.3.10 Variação do fator de perda associado ao segundo modo de flexão para
materiais de fundo de matriz elastomérica.
73
6.2.3.11 Variação do fator de perda associado ao segundo modo de torção para
xv
xv
materiais de fundo de matriz termofíxa. 74
6.2.3.12 Variação do fator de perda associado ao segundo modo de torção para
materiais de fundo de matriz elastomérica.
74
6.2.4.1 Curvas de tendência da relação entre valores de compressibilidade e
fator de perda.
76
6.3.1.1 Resultados médios obtidos para o módulo de elasticidade nas direções
Z e XY.
77
6.3.1.2 Resultados médios obtidos para o módulo de elasticidade nas direções
Z e XY.
78
6.3.2.1 Variação percentual entre o módulo elástico dinâmico e estático E
xy
. 80
6.3.2.2 Comportamento do módulo de elasticidade dinâmico em função da
temperatura para materiais de matriz termofíxa.
80
6.3.2.3 Comportamento do módulo de elasticidade dinâmico em função da
temperatura para materiais de matriz formada por elastômeros.
81
6.5.1
Percentual absoluto de ruído durante o ensaio SAE J2521 em
diferentes pressões de acionamento do sistema de freio – Material de
atrito MA-1 sem material de fundo.
86
6.5.2 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 sem material de fundo – Pressão =
0bar.
87
6.5.3 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 sem material de fundo – Pressão =
5bar.
87
6.5.4 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 sem material de fundo – Pressão =
10bar.
88
6.5.5 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 sem material de fundo – Pressão =
15bar.
88
6.5.6 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
xvi
xvi
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 sem material de fundo – Pressão =
20bar.
88
6.5.7 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 sem material de fundo – Pressão =
25bar.
89
6.5.8 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 sem material de fundo – Pressão =
30bar.
89
6.5.9 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 0bar.
90
6.5.10 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 5bar.
90
6.5.11 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 10bar.
90
6.5.12 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 15bar.
91
6.5.13 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 20bar.
91
6.5.14 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
xvii
xvii
Pressão = 25bar. 91
6.5.15 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 30bar.
92
6.5.16 Percentual absoluto de ruído durante SAE J2521 em diferentes
pressões de acionamento do sistema de freio – Material de atrito MA-1
+ material de fundo MF-A.
92
6.5.17 Percentual absoluto de ruído durante SAE J2521 em diferentes
pressões de acionamento do sistema de freio – Material de atrito MA-1
+ material de fundo MF-A.
93
6.5.18 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 0bar.
93
6.5.19 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 5bar.
93
6.5.20 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 10bar.
94
6.5.21 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 15bar.
94
6.5.22 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 20bar.
94
6.5.23 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
xviii
xviii
Pressão = 25bar. 95
6.5.24 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A –
Pressão = 30bar.
95
6.5.25 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-SBR –
Pressão = 0bar.
96
6.5.26 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-SBR –
Pressão = 5bar.
97
6.5.27 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-SBR –
Pressão = 10bar.
97
6.5.28 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-SBR –
Pressão = 15bar.
97
6.5.29 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-SBR –
Pressão = 20bar.
98
6.5.30 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-SBR –
Pressão = 25bar.
98
6.5.31 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-SBR –
Pressão = 30bar.
98
6.5.32 Percentual absoluto de ruído durante o ensaio SAE J2521 em
xix
xix
diferentes pressões de acionamento do sistema de freio – Material de
atrito MA-1 + material de fundo MF-SBR.
99
6.5.33 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-NBR –
Pressão = 0bar.
99
6.5.34 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-NBR –
Pressão = 5bar.
99
6.5.35 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-NBR –
Pressão = 10bar.
100
6.5.36 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-NBR –
Pressão = 15bar.
100
6.5.37 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-NBR –
Pressão = 20bar.
100
6.5.38 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-NBR –
Pressão = 25bar.
101
6.5.39 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-NBR –
Pressão = 30bar.
101
6.5.40 Percentual absoluto de ruído durante o ensaio SAE J2521 em
diferentes pressões de acionamento do sistema de freio – Material de
atrito MA-1 + material de fundo MF-NBR.
101
xx
xx
6.5.41 Percentual absoluto de ruído durante o ensaio SAE J2521 em
diferentes pressões de acionamento do sistema de freio – Material de
atrito MA-1 + material de fundo MF-EPDM.
102
6.5.42 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-EPDM –
Pressão = 0bar.
102
6.5.43 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-EPDM –
Pressão = 5bar.
103
6.5.44 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-EPDM –
Pressão = 10bar.
103
6.5.45 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-EPDM –
Pressão = 15bar.
103
6.5.46 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-EPDM –
Pressão = 20bar.
104
6.5.47 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-EPDM –
Pressão = 25bar.
104
6.5.48 Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica
aplicada – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-EPDM –
Pressão = 30bar.
104
6.5.49 Comparativo entre o comportamento das diferentes amostras quanto à
ocorrência de ruído durante o ensaio SAE J2521.
105
6.5.1.1 Curva de tendência da relação entre o fator de perda e o total de
xxi
xxi
ocorrência de ruídos superiores a 70dB(A) – Primeiro e segundo
modos de flexão.
110
6.5.1.2 Curva de tendência da relação entre o fator de perda e o total de
ocorrência de ruídos superiores a 70dB(A) – Primeiro e segundo
modos de torção.
111
6.5.2.1 Curva de tendência da relação entre a deflexão do bloco formado pelo
material de atrito e de fundo e o total de ocorrência de ruídos
superiores a 70dB(A).
112
xxii
xxii
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela Título Página
3.2.1 Elementos constituintes dos materiais de fundo desenvolvidos para o
presente trabalho.
40
3.3.1 Percentual volumétrico das famílias de componentes utilizados na
formulação dos materiais de fundo analisados.
42
4.2.1 Massa especifica dos materiais de fundo e massa utilizada na
confecção das pastilhas de freio.
44
6.1.1 Resultados do ensaio de compressibilidade das amostras. 60
6.1.2 Resultados da análise de ANOVA dos resultados obtidos para os
diferentes grupos de amostras.
61
6.2.2.1 Variação na freqüência natural média entre 23 ºC e 175ºC. 68
6.2.3.1 Tabela de ANOVA para os materiais de matriz termofíxa. 70
6.2.3.2 Tabela de ANOVA para os materiais de matriz elastomérica. 70
6.3.1.1 Resultados obtidos para o módulo de elasticidade nas direções Z e XY. 77
6.3.1.2 Análise de ANOVA dos dados obtidos para
E
z
. 78
6.3.1.3 Análise de ANOVA dos dados obtidos para
E
xy
. 78
6.3.2.1 Variação do módulo de elasticidade dinâmico em função da
temperatura.
81
6.4.1 Fator de perda, medido em modos fora do plano do disco, em
diferentes condições.
83
6.4.2 Fator de perda, medido em modos no plano do disco, em diferentes
condições.
84
6.5.1 Variação do fator de perda após o ensaio SAE J2521. 106
6.5.2 Variação da freqüência dos quatro primeiros modos de vibração após o
ensaio SAE J2521.
107
6.5.1.1 Fator de perda médio e ocorrência total de ruídos superiores a
70dB(A).
110
6.5.2.1 Resultado médio do ensaio de compressibilidade e ocorrência total de
ruídos superiores a 70dB(A).
112
1
1
1. INTRODUÇÃO
O presente trabalho estuda os efeitos da utilização de materiais de fundo de alto
amortecimento sobre as propriedades dinâmicas de pastilhas de freio, relacionando essas
propriedades à propensão de ocorrência de ruídos em sistemas do tipo squeal. Com o intuito de
facilitar a compreensão da relevância desse trabalho, uma extensa revisão bibliográfica apresenta
as características gerais dos sistemas de freio a disco, bem como aspectos relacionados ao
projeto, confecção, propriedades e teste de materiais de atrito e de fundo.
Os materiais viscoelásticos são o objeto de estudo deste trabalho, e sua natureza é
amplamente discutida ao longo do capítulo “Materiais de fundo de matriz elastomérica”. Nele
são apresentados os compósitos utilizados no estudo desenvolvido, sendo três materiais de fundo
de matriz elastomérica, dois materiais de fundo de matriz composta por resina fenólica e um
material de atrito de matriz fenólica. A caracterização das propriedades dos compósitos, bem
como das pastilhas de freio construídas a partir destes, dá subsídios para que sejam definidas
correlações entre estas propriedades e propensão à ocorrência de ruídos do tipo squeal nos
ensaios SAE J2521 desenvolvidos. O estudo de alguns elementos do sistema de freio utilizados
nesses ensaios é brevemente apresentado e tem como objetivo exemplificar as alterações sofridas
quando são submetidos às condições reais de utilização.
Os ruídos de freio são um problema complexo e de caráter sistêmico, e o presente
trabalho não pretende esgotar o assunto, mas indicar meios para atenuar ou reduzir a severidade
de alguns tipos de ruídos mediante alterações na composição dos compósitos que constituem a
pastilha de freio.
2
2
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1. SISTEMA DE FREIO
Sistemas de freio são sistemas destinados a reduzir a velocidade e cessar o movimento de
um determinado corpo. Talvez a mais difundida e cotidiana aplicação de sistemas de freio na
atualidade seja em veículos automotores terrestres. De modo geral, todos dispõem de algum
mecanismo cuja finalidade é desacelerá-los e, eventualmente, pará-los.
Os sistemas de freio utilizados em automóveis de passeio modernos são, em sua grande
maioria, de acionamento hidráulico (fig. 2.1.1). Nele um pedal acionado pelo pé do condutor
desloca o cilindro mestre, que, ao comprimir o fluído de trabalho do circuito hidráulico,
transmite a força aos cilindros de roda responsáveis por movimentarem as pastilhas ou lonas de
freio contra os discos ou tambores.
Figura 2.1.1 – Circuito hidráulico de freio. [Limpert, 1999].
O esforço no pedal de freio para sistemas hidráulicos deve ser dimensionado para que a
relação força/desaceleração fique entre 440 e 490N/g para sistemas não servo assistidos, ou entre
220 e 330N/g para sistemas servo assistidos. Os respectivos deslocamentos de pedal não devem
exceder 150mm e 90mm. Esses valores são estabelecidos em função dos valores máximos de
força no pé direito para homens e mulheres (823N e 445N, respectivamente), e da velocidade de
deslocamento do mesmo membro, que é de aproximadamente 1m/s [Limpert, 1999].
3
3
O servo-acionamento do sistema ou booster de freio (fig. 2.1.2) tem a função de reduzir o
esforço de compressão do pedal realizado pelo motorista. Para isso o booster dispõe de um vaso
de pressão dividido em duas porções por um diafragma. Em situações nas quais o freio não está
acionado e o motor do veículo esta ligado, uma válvula ligada ao coletor de admissão permite a
saída do ar dessas câmaras. Assim, devido ao vácuo produzido pelo deslocamento volumétrico
dos cilindros do motor, a pressão no booster será de aproximadamente 400mbar. O acionamento
do freio faz com que uma válvula permita a entrada de ar à pressão atmosférica apenas na porção
do booster oposta ao cilindro mestre. A força decorrente da diferença de pressão sobre as faces
do diafragma faz com que o eixo de acionamento do cilindro mestre seja deslocado. A
assistência existe mesmo em frenagens que demandem pequeno esforço de pedal, sendo o valor
mínimo para o acionamento compreendido entre 13 e 22N [Limpert, 1999].
Figura 2.1.2 – Servo-acionamento ou “Booster”. [www.classicperform.com]
Sendo os sistemas em questão hidráulicos, o fluído de trabalho desempenha o importante
papel de transferir a força desde o sistema de acionamento até os elementos de fricção. Para
cumprir essa tarefa esse fluído deve apresentar as seguintes características [Pompon, 1998]:
• Deve ser incompressível sob condições normais de uso;
4
4
• Deve apresentar elevada temperatura de ebulição, a fim de evitar a formação de
bolhas no circuito de freio que comprometeriam seu desempenho;
• Deve apresentar baixa viscosidade em temperaturas próximas à temperatura de
congelamento, que deve ser inferior a -40ºC;
• Deve apresentar propriedades lubrificantes, para facilitar o trabalho das partes
móveis;
• Deve ser quimicamente estável, de modo a não reagir com os componentes do
sistema;
Os automóveis modernos substituíram, na totalidade dos casos, o sistema de freio a
tambor (fig. 2.1.3) nas rodas dianteiras e vem reduzindo progressivamente sua utilização no eixo
traseiro. Essa tendência deve-se à busca por um sistema com maior eficiência e que agregue
menos peso ao veículo. Dessa forma, os freios a disco (fig 2.1.4) passaram a ocupar essa lacuna a
despeito do desempenho superior e menor massa.
Figura 2.1.3 – Freio a tambor tipo duo-servo.
5
5
Figura 2.1.4 – Freio a disco com caliper fixo. [Pompon, 1997]
Nesse sistema, um disco metálico é ligado por parafusos ao cubo de rodas, de maneira
que o disco acompanhe o movimento de rotação do conjunto roda/pneu. Uma estrutura
rigidamente acoplada a suspensão do veículo, denominada pinça de freio ou caliper, abriga um
ou mais cilindros de roda que, quando acionados, comprimem os elementos de fricção contra o
disco. Esses são especialmente desenvolvidos para apresentarem as características de atrito
necessárias ao correto desempenho de frenagem do veículo.
A superfície de atrito do disco de freio, contra a qual o material de fricção moldado nas
pastilhas é pressionado, acaba sendo submetida a um rápido aquecimento, podendo atingir a
temperatura de 500ºC em condições normais de uso, e até 800ºC em situações extremas. Devido
às severas condições as quais são expostos, os discos de freio devem conciliar duas
características fundamentais: a resistência mecânica para suportarem a transmissão de esforços
consideráveis através de suas estruturas e a dissipação do calor gerado durante as frenagens. Por
atender essas demandas, o ferro fundido (FF) cinzento lamelar (fig. 2.1.5) é o material
largamente empregado na confecção de discos de freio para automóveis.
6
6
Figura 2.1.5 – Ferro fundido lamelar. [Jang et al., 2003]
Constituído por uma matriz perlítica/ferrítica com veios de grafita, FF cinzento lamelar, é
produzido a partir ferro gusa, sucatas ferrosas, e elementos de liga tais como: ferro, silício,
manganês, cromo, níquel, entre outros. Os principais fatores que influenciam a transferência de
calor nesse material são a distribuição, o tamanho e a morfologia da grafita, uma vez que os
veios possuem condutividade térmica superior à matriz. Dessa forma, sua condutividade térmica
será tanto maior quanto maior for a razão entre a área superficial da grafita e seu respectivo
volume [Maluf et al., 2005].
Para um adequado desempenho, a microestrutura dos discos deve ser homogênea, de
modo a conferir adequadas propriedades tribológicas. Microestruturas que contêm grandes
inclusões de apenas ferrita ou cementita são indesejáveis, uma vez que a dureza da primeira
(aproximadamente 100HB) é muito inferior a da segunda (750HB), o que pode nuclear pontos
duros e, conseqüentemente, um desempenho irregular durante a frenagem. Assim, a configuração
ideal é composta por finas lamelas de grafita, com dimensões entre 15 e 500µm, dispersas em
uma matriz perlítica [Pompon, 1997]. Outra característica afetada pela microestrutura é a
capacidade de amortecimento intrínseca ao material. Jang et al. (2003) comprovam
experimentalmente que quanto maiores os veios de grafita maior a capacidade do FF de dissipar
energia vibratória em forma de calor.
Outros materiais, como fibra de carbono ou ligas de alumínio com carbeto de silício,
estão sendo utilizados em aplicações específicas nas quais leveza e desempenho em altas
7
7
temperaturas são características essenciais aos discos de freio. A indústria aeroespacial e
veículos de corrida são os exemplos mais difundidos de utilização dessas novas tecnologias.
O dimensionamento do disco de freio para um determinado veículo está vinculado à
potência que deve ser dissipada pelo sistema para desaceleração e parada completa do veículo.
Esses valores podem variar em função da capacidade de dissipação de calor do disco em questão,
embora o valor usual para o dimensionamento do disco seja de 230W/cm², podendo chegar a
620W/cm² em um freio com grande área de ventilação [Pompon, 1997]. O cálculo da energia e
potência dissipada é feito a partir das equações 2.1.1 e 2.1.2 [Limpert, 1999].
Essa quantidade de energia dissipada é responsável, entre outras coisas, por fornecer a
energia necessária para a vibração do disco de freio em algum de seus modos de vibração
característicos. Essa vibração, como será explicado nos capítulos subseqüentes, é responsável
por originar ruídos do tipo squeal.
(
)
2
1
2
2
1 VE
mR
I
m
b
+=
(2.1.1)
(
)
dt
Ed
b
b
P =
(2.1.2)
Em veículos leves e de baixo desempenho são ainda utilizados discos sólidos (fig. 2.1.6)
no eixo dianteiro. Esses oferecem uma limitada capacidade de troca de calor com o ar, o que
reduz a eficiência de frenagem. Atualmente, a maior parte dos veículos é equipada com freios
ventilados, ou seja, que possuem aletas entre as duas superfícies de atrito por onde escoa o ar
atmosférico, aumentando a área de troca de calor (fig. 2.1.7). O fluxo de ar é proporcionado
devido ao gradiente de pressão que se estabelece entre o centro do disco e seu diâmetro externo
que, em decorrência da maior velocidade linear, forma uma região de baixa pressão em relação
ao centro.
8
8
Figura 2.1.6 – Disco sólido. [Pompon, 1997]
Figura 2.1.7 – Disco ventilado. [Pompon, 1997]
Outro ponto de relevância capital ao dimensionamento do disco de freio trata-se dos
esforços de compressão e tração aos quais é submetido. A pressão exercida pelas pastilhas de
freio sobre a pista de atrito pode deformar plasticamente as regiões não aletadas de um disco
ventilado em alguns casos extremos. Da mesma forma, a tensão em tração pode chegar a
2N/mm² em alguns pontos do disco, o que corresponde a aproximadamente um décimo da tensão
de ruptura do FF.
Todo o esforço de frenagem suportado pelo disco de freio é aplicado através da pinça de
freio. Esse componente sustenta as pastilhas de freio e, através do(s) cilindro(s) de roda, as
comprime contra a pista de atrito do disco. A compressão deve ocorrer de maneira uniforme nas
duas faces do disco de freio, de modo a evitar distorções geométricas do rotor, uma vez que essas
distorções podem induzir vibrações da suspensão ou mesmo do monobloco, devido à variação do
torque frenante ocasionada pelo contato intermitente entre pastilha e disco. Devido aos esforços
suportados, o caliper, em via de regra, é confeccionado em FF nodular cinzento (fig. 2.1.8).
9
9
Figura 2.1.8 – Ferro fundido nodular de matriz perlítica. [Maluf et al., 2005]
Ligas de alumínio apresentam resistência suficiente para serem empregadas na confecção
desse componente, com a vantagem de agregarem menos peso ao veículo. Entretanto, a elevada
condutividade térmica desse material, aproximadamente cinco vezes maior que a do FF, pode
ocasionar sobre aquecimento do fluído de freio. Existem duas famílias de calipers amplamente
utilizadas na indústria automobilística:
• Caliper fixo: apresenta uma rígida estrutura dotada de um número par de cilindros
contrapostos (fig. 2.1.9). Cada um desses é responsável por comprimir a pastilha
de freio contra a superfície de atrito do rotor. Como conseqüência desse
acionamento direto, o sistema propicia um desgaste uniforme das pastilhas de
freio.
Figura 2.1.9 – Caliper fixo.
10
10
• Caliper flutuante: trata-se de uma simplificação do sistema fixo, no qual o
conjunto deixa de estar rigidamente fixo à suspensão do veículo para estar
montado em uma estrutura deslizante (fig. 2.1.10). Um pistão, ou um par deles,
fica posicionado apenas na porção interna do caliper enquanto a porção externa
possui um suporte para a pastilha. Quando acionado, o pistão comprime uma das
pastilhas contra o disco e a força de reação faz com que o conjunto deslizante
aproxime a pastilha do lado oposto também contra o rotor. Uma vez que se trata
de um sistema menos rígido, torna-se mais propenso a apresentar ruídos, além de
possuir eficiência um pouco aquém daquela obtida com o sistema fixo.
Figura 2.1.10 – Caliper flutuante.
Em ambas as famílias é necessário que o pistão, após o acionamento, possa retornar
alguns décimos de milímetro para o interior do cilindro. Isso impede que exista o chamado
torque residual, que, além de oferecer resistência ao movimento do veículo, promove o aumento
da temperatura do sistema de freio. A retração dos pistões é feita através de uma gaxeta com
propriedades elásticas. O retorno não deve ser excessivo, de modo a não aumentar em demasia o
curso de pedal necessário para o início da frenagem.
O componente responsável por interferir com o disco de freio para criar a força contrária
ao movimento, a pastilha de freio (fig. 2.1.11), é composto por três principais componentes:
plaqueta metálica, material de atrito e material de fundo (fig. 2.1.12). Dada à natureza frágil do
material de atrito, é necessário que um corpo mais dúctil e resistente se interponha entre ele e o
pistão. Essa função é realizada pela plaqueta metálica. Podem ser agregados a uma pastilha de
freio itens como molas de retenção ou placas anti-ruído. Esse último será apresentado em
detalhes nos próximos capítulos.
11
11
Figura 2.1.11 – Pastilhas de freio. [cortesia FRAS-LE S/A.]
Figura 2.1.12 – Componentes da pastilha de freio.
2.2. MATERIAIS DE ATRITO
2.2.1. FAMÍLIAS DE MATERIAIS DE ATRITO E PROCESSOS TRIBOLÓGICOS
Apesar de altamente globalizada, a indústria automobilística mundial ainda se vê
obrigada a desenvolver veículos com características especiais para determinados mercados
consumidores. Por influenciar diretamente no comportamento dinâmico da frenagem, o material
de atrito (ou material de fricção) utilizado nas pastilhas de freio destaca-se como sendo um item
que deve ser adaptado ao mercado consumidor para o qual o veículo se destina. Atualmente,
existem dois mercados consumidores que demandam comportamentos de frenagem bastante
diferentes em seus veículos e que se destacam em função do grande volume de pastilhas de freio
que consomem. Os consumidores europeus estão habitados a frenagens mais buscas, típicas de
materiais com elevado coeficiente de atrito (µ entre 0,4 e 0,5), e excelente performance em altas
velocidade e temperaturas. O nível de ruído e vibração proporcionados pelo material de atrito são
características secundárias nesse mercado. Isso se deve à característica das estradas européias,
repletas de aclives e declives, além do hábito de dirigir esportivamente em altas velocidades.
Consumidores asiáticos e norte-americanos, em contraposição aos europeus, têm preferência por
materiais de fricção de coeficiente de atrito mais baixo, tipicamente com µ menor ou igual a
0,35. Isso porque dirigem carros usualmente dotados de câmbio automático, de maneira mais
comedida e em longos trechos de pista reta e plana. Nesse mercado, ruídos e vibrações não são
Material
de Fundo
Material
de Atrito
Plaqueta
Metálica
12
12
tolerados, razão pela qual o coeficiente de atrito tende a ser menor, uma vez que a propensão a
ruídos aumenta em função do aumento desse parâmetro, como foi demonstrado por Canali et al.
(2002).
Os materiais de fricção destinados aos mercados acima mencionados diferem
significativamente em sua formulação, bem como no mecanismo tribológico que promove a
força de atrito entre pastilhas e disco. Dessa forma, materiais com coeficiente de atrito mais
elevado são tipicamente compostos por formulações que contenham percentual elevado de
metais ferrosos, podendo ser chamadas de semi-metálicas ou “low-met”, em função do
percentual desse componente. A utilização de lã de ferro nas formulações aumenta
significativamente a dissipação de calor e aumenta a resistência mecânica da superfície de atrito,
o que garante desempenho superior em frenagens a elevadas temperaturas e altas velocidades. O
mecanismo de atrito que se estabelece entre disco e pastilha para essas formulações é, em via de
regra, o atrito abrasivo, dada a utilização de abrasivos de elevada dureza. Assim, a pastilha tende
a desgastar a superfície do disco, provocando oscilações no coeficiente de atrito e criando
condições favoráveis ao aparecimento de ruídos [Sasaki, 1995].
Materiais de atrito utilizados na Ásia e na América do Norte são usualmente da família
denominada NAO (Non Asbestos Organic), que diferem das demais por não contarem com
materiais ferrosos em sua composição. Esses materiais são normalmente substituídos por
percentuais mais elevados de cobre. Entretanto, dado ao custo desse metal, sua utilização é
limitada. Assim, fibras de reforço mais nobres, como Aramida, são utilizadas para garantir a
resistência mecânica de materiais de atrito e materiais de fundo. O mecanismo tribológico que
proporciona o atrito entre as pastilhas e o disco é usualmente o adesivo. Nele, um filme, também
chamado de terceiro corpo, se estabelece sobre o disco de freio, fruto da reação química de
elementos presentes tanto na pastilha de freio como no disco. Ocorre, então, o atrito das pastilhas
sobre o terceiro corpo, preservando a integridade do disco de freio e garantido a estabilidade do
atrito durante a frenagem.
A compreensão dos complexos processos tribológicos que transcorrem durante a
frenagem excede o escopo do trabalho proposto. Dessa forma, apenas um breve panorama sobre
o tema será apresentado nos parágrafos seguintes.
Entre dois corpos em contato, a área efetiva de contato é apenas uma pequena fração da
área aparente em função das asperezas de suas superfícies [Hutchings, 1992]. Assim, a área de
contato entre as pastilhas de freio e o disco segue a mesma premissa, sendo as características de
atrito devidas a interação entre pequenas superfícies de ambos os componentes [Ostermeyer,
2006]. É conveniente lembrar que durante uma frenagem a temperatura do volume de material de
13
13
atrito aderido à plaqueta pode chegar a 500ºC. Entretanto, nas pequenas áreas de contato, essa
temperatura pode superar em muitas vezes esse valor, fazendo com que transformações de fase
de elementos químicos – e até mesmo reações químicas – aconteçam.
A fusão de metais na superfície de atrito, tais como zinco e cobre, propicia a formação de
um filme sobre o disco, ao passo que a oxidação desses metais, dada à presença de oxigênio,
gera partículas abrasivas. A decomposição térmica dos materiais orgânicos, tais como a resina
termofíxa utilizada, ocorre ao longo de toda a superfície aparente de atrito e promove a geração
de carbono junto, gases e líquidos [Sasaki, 1995].
2.2.2. MATÉRIAS PRIMAS
Uma vez desenvolvido o sistema de freio para determinado veículo, seu ajuste é feito
através da seleção de um material de atrito capaz de atender aos requisitos objetivos e subjetivos
estipulados pelos fabricantes do sistema de freio e do veículo. Para tanto, é necessário comunizar
as corretas propriedades de atrito com um desempenho adequando quanto a ruído, desgaste de
disco e material de fricção, feeling de pedal, resistência mecânica e produção de resíduos.
Uma mesma pastilha, para atingir o desempenho desejado, pode contar com fases
distintas no bolo de atrito, constituídas de materiais com formulações e funções distintas. Para
proporcionar as características de adesão à plaqueta, são utilizados os chamados “materiais de
fundo”, que têm como função principal promover a adesão entre a plaqueta e o material de atrito.
Entretanto, por constituírem uma camada de apenas 2 ou 3mm, não necessitam ter refinadas
propriedades de atrito. Os materiais de fundo ainda podem ser formulados de modo a
aumentarem o amortecimento global da pastilha de freio, induzindo melhorias no desempenho
acústico de sistema de freio.
As famílias de materiais utilizados na confecção de materiais de atrito podem ser dividas
em [Pompon, 1997 / Nicholson, 1995]:
Abrasivos
• Óxido de alumínio anidro (Alumina / Al
2
O
2
): dada à dureza Moh 9 apresenta-se
extremamente abrasivo, podendo polir a superfície do disco quando utilizado em
partículas diminutas (<10 microns) ou promover a erosão do mesmo quando
utilizado em partículas maiores.
• Alumina Fundida (Alundum): obtido através da purificação da Alumina
convencional (97% Alumina alpha / 3% Alumina beta), apresenta-se mais duro e
abrasivo.
14
14
• Óxido de cromo (Cr
2
O
3
): trata-se de um abrasivo mais brando, dureza Moh 5.2,
em relação a Alumina. Pouco utilizado em função do alto custo.
• Óxidos de ferro: utilizados principalmente como abrasivos, podem promover
alteração na coloração da formulação. Duas composições químicas são
comumente utilizadas: Fe
2
O
3
(oxido de ferro vermelho), considerado um abrasivo
brando, e Fe
2
O
4
(oxido de ferro preto), utilizado para aumentar o atrito a frio.
Lubrificantes
• Grafite: com dureza Moh 1.5, trata-se de um lubrificante para médias
temperaturas (200 a 250ºC), pois se degrada a 700ºC. Pode provir de jazidas
naturais, como no caso do grafite em flocos (aproximadamente 100% de carbono)
e amorfo (de 50 a 90% de carbono), ou sintético, obtido através da calcinação de
coque de petróleo.
• Disulfeto de Molibdênio: lubrificante para baixas temperaturas (100ºC). Pode
oxidar em temperaturas acima de 400ºC, formando trióxido de molibdênio, além
de combinar-se com o ferro do disco de freio, formando um desejável filme
abrasivo sobre a superfície desse.
Cargas
• Sulfato de Bário (Barita / BaSO
4
): bastante popular dado ao baixo custo,
estabilidade térmica e inércia química. Sua utilização reduz minimamente o fato
de atrito do material, no entanto promove melhorias na durabilidade do produto
final.
• Carbonato de Cálcio (CaCO
3
): de custo inferior a Barita, não apresenta o mesmo
desempenho quanto à estabilidade térmica.
• Dióxido de Silício (Sílica / SiO
2
) e Silicatos: são utilizados como cargas, mas
apresentam valores medianos de dureza Moh (entre 5 e 7), o que lhes confere
características abrasivas. Os silicatos de uso mais freqüente são: Wollastonita
(CaSiO
3
) e Kaolin (Al
2
Si
2
O
7
).
Elastômeros
15
15
• Borracha natural: pouco utilizada atualmente e função de seu elevado custo, além
de agregar algumas propriedades indesejadas, tais como tendência ao
amolecimento e liberação de odores quando exposta a elevadas temperaturas.
• Borracha estireno-butadieno (styrene butadiene rubber / SBR): bastante utilizada
nas atuais formulações por reduzir a propensão do material a situações de “fade”,
na qual elevadas temperaturas da superfície de fricção reduzem significativamente
o coeficiente de atrito entre disco e pastilha.
• Borracha butadieno-acrilonitrila (Acrylonitrile butadiene rubber / NBR): apesar
de apresentar dificuldades adicionais ao processamento, agrega características
desejáveis, tais como redução do desgaste e aumento da coesão da formula,
devido a sua capacidade de reagir com o fenol.
Metais
• Latão de almirantado: em concentrações superiores a 4% em massa pode controlar
a tendência a fade do material devido à formação de óxido de cobre na superfície
de atrito. Acima dessa concentração também existe um aumento da condutividade
térmica, o que facilita a extração de calor da superfície de atrito.
• Cobre: aumenta a condutividade térmica, retirando calor da superfície de atrito,
além de elevar o coeficiente de atrito após sua oxidação.
• Chumbo: apesar de estar atualmente em desuso, dado aos requisitos ambientais
estipulados por montadoras de automóveis, a adição de chumbo nos materiais de
fricção pode induzir melhorias na durabilidade e aumento da dissipação de calor
na superfície de atrito.
Fibras
• Asbesto Crisotila (Mg
3
Si
2
O
5
(OH)
4
): fibra mineral que atualmente encontra-se em
desuso em função de sua toxidade. Tem relevância histórica, pois foi o principal
constituinte dos materiais de fricção automotivos desde sua primeira utilização,
em 1908 por Herbert Frood até meados da década de 1980. Apresenta degradação
térmica apenas a partir de 500ºC, baixa condutividade térmica e elevada
resistência mecânica apesar de maleável.
• Fibra Basáltica: produzida a partir da fusão da rocha basáltica, apresenta elevada
resistência à temperatura.
16
16
• P.A.N (poliacrilonitrila): com bom potencial de reforço da matriz fenólica, é
bastante utilizado em pastilhas de freio para veículos pesados.
• Fibra de vidro: atrativa por apresentar adequada propriedade de reforço e custo
relativamente baixo.
• Aramida: por ser uma fibra de reforço com excelentes propriedades mecânicas e
térmicas, é utilizada em formulações cujo nível de exigência supera os usuais, tais
como veículos de corrida ou veículos pesados.
Resinas
• Resol – resina de passo único: resina fenol/formoldeído, na qual a quantidade do
segundo componente é suficiente para completa sua cura. Apresenta elevada
rigidez, fragilidade e resistência ao calor.
• Novolak – resina de passo duplo: necessita de um agente de cura externo e
apresenta menor tolerância a elevadas temperaturas do que a Resol.
• Resinas modificadas com óleo: são utilizadas para flexibilizar a matriz em
aplicações que demandem maior tenacidade. Tendem a elevar o nível de atrito da
formulação e conferir um pobre desempenho em situações de fade.
• Resina modificada com óleo de casca de caju: esse óleo substitui o fenol,
conferindo uma flexibilidade ligeiramente maior do que a obtida em resinas
fenólicas convencionais e, por esse motivo, é utilizada em situações que
requeiram redução dos níveis de ruídos de freio.
• Resinas modificadas com elastômeros: usualmente manufaturadas com 6 a 10%
de SBR ou NBR, que conferem maior flexibilidade e aumentam o coeficiente de
fricção do bolo de atrito.
• Resinas modificadas com óxidos metálicos: elevam a temperatura de degradação
da matriz fenólica em até 75ºC, além de reduzir o tempo de cura e reduzir a
fluência.
• Resinas modificadas com ácido bórico: tem efeito semelhante ao obtido com a
inserção de óxidos metálicos na matriz fenólica.
As características de atrito do material moldado à pastilha são conferidas pelo balanço
entre os abrasivos e lubrificantes utilizados em uma determinada formulação. Esses podem ser
selecionados para atuarem preferencialmente em uma determinada faixa de temperatura e
17
17
pressão. Assim, é possível corrigir tanto deficiências de atrito em altas temperaturas, chamadas
de “fade por temperatura”, como excesso de atrito em alguma situação específica.
As fibras utilizadas na composição do material de atrito podem ser de diversos tipos,
considerando composição, razão de aspecto e funcionalidade. Geralmente fibras não metálicas
são empregadas como elementos de reforço da matriz, podendo ser selecionadas a partir da faixa
de temperatura em que as pastilhas serão utilizadas. Por exemplo, as pastilhas para competição,
utilizadas em caminhões que competem na categoria “Formula Truck”, utilizam em sua
composição fibras de carbono e aramida, extremamente resistentes ao calor. Fibras metálicas,
além de desempenharem uma função essencialmente estrutural, são utilizadas para aumentar a
condutividade térmica do material de atrito. Essa condição é desejável em muitos casos, de modo
que o calor gerado durante a frenagem seja rapidamente dissipado, evitando transformações de
fase do FF na superfície do disco de freio. Metais podem ser adicionados à formulação com o
intuito de alterar as propriedades térmicas do material. Nesse caso, são utilizados
preferencialmente na forma de pequenos grãos.
Os componentes da formulação são aglutinados por resinas do tipo fenol/formoldeído
capazes de suportar temperaturas de até 350ºC sem severa degradação térmica das cadeias
poliméricas. Essas resinas podem ser adicionadas à mistura na forma líquida ou em pó, mais
usual, e convertem-se, após sua cura, em um termofixo rígido, insolúvel e infusível. Uma vez
assumindo essa natureza rígida e frágil, há propensão ao aparecimento de trincas e lascas no
material após a moldagem e cura. A fim de contornar esse problema, são adicionados materiais
elastoméricos que conferem à matriz alguma elasticidade, o que contribui para atenuação de
problemas relacionados a ruído e vibração.
2.2.3. PROCESSOS DE FABRICAÇÃO
As propriedades físicas de materiais de atrito e de fundo são diretamente dependentes das
características do processo pelo qual são fabricados. Essas propriedades estão relacionadas a
todas as características de desempenho mensuráveis do material de atrito, inclusive a propensão
à ocorrência de ruídos. Sendo um dos objetivos do trabalho desenvolvido a caracterização de
propriedades físicas dos compósitos nele utilizado, faz-se necessário conhecer as técnicas
empregadas em sua fabricação.
A mistura das matérias primas é realizada em duas etapas. Primeiramente, os materiais
elastoméricos tais como borrachas do tipo SBR, NBR e EPDM, têm incorporados seus agentes
vulcanizadores, modificadores de atrito e cargas minerais. Formulações dessa espécie são
chamadas de pré-mistura, uma vez que outros componentes devem ser adicionados para que seja
18
18
construída a mistura definitiva. São preparadas em misturadores do tipo sigma ou Banbory.
Assim, em uma segunda etapa, a pré-mistura é incorporada a fibras, novos modificadores de
atrito, resinas, e toda a sorte de componentes previamente descritos, o processo de mistura
realiza-se em misturadores do tipo Eirich.
Para o processo de prensagem do material de atrito sobre a plaqueta metálica foram
desenvolvidos, ao longo dos anos, diferentes tipos de moldes. Os mais utilizados atualmente são:
• Molde Positivo: nele o formato do bolo de atrito é usinado em uma placa metálica e a
plaqueta é posicionada abaixo dessa placa. Um punção aquecido, também na forma do
bolo de atrito, se insere na cavidade e pressiona diretamente o material de atrito. Após a
operação de prensagem, o punção é retraído e a placa elevada para a retirada das pastilhas
(fig. 2.2.3.1). Esse sistema pode operar com uma ou mais cavidades (fig. 2.2.3.2) e o
dimensionamento desse número de cavidades deve ser feito em função da pressão
específica necessária para prensagem do material.
Figura 2.2.3.1 – Molde positivo de uma cavidade em posição aberta.
19
19
Figura 2.2.3.2 – Molde positivo multicavidades em posição aberta.
• Molde Espirrado: tem esse nome por permitir que parte do material escoe pelos vãos da
cavidade. Uma placa metálica é usinada na forma e espessura exata do bolo de atrito, o
material de atrito já pré-formado sobre a plaqueta é colocado nessa cavidade e uma placa
metálica é colocada sobre o bolo de atrito. Durante a operação de prensagem, o bloco
pré-formado é comprimido e aquecido, o que a força a moldar-se de acordo com a
cavidade usinada. Como não existe punção para comprimir o bolo de atrito e o final de
curso é dado pelo batente mecânico entre a placa superior da prensa e a placa com as
cavidades usinadas, uma quantidade maior de material de atrito é utilizada para garantir
que toda a cavidade seja preenchida. O material excedente, então, “espirra” pelos vãos da
cavidade. Isso dificulta a retirada da pastilha da cavidade, uma vez que ela normalmente
adere ao molde, forçando o operador a promover o descolamento através de pancadas no
material de atrito. Esse processo é normalmente utilizado em prensas com vários vãos e
em matrizes com várias cavidades. Apresenta a desvantagem, em relação ao molde
anteriormente descrito, de não proporcionar o uniforme aquecimento da cavidade (apenas
a placa correspondente ao vão da prensa é aquecida) o que, para algumas formulações,
compromete a uniformidade de suas característica de atrito e resistência mecânica.
Para o carregamento dos moldes aquecidos, dois métodos distintos podem ser utilizados:
carregamento direto ou pré-prensagem. No primeiro, o material de fundo e o próprio material de
atrito são despejados em uma cavidade aquecida de uma presa de moldagem, no fundo da qual
encontra-se a plaqueta metálica. Dessa forma a resina terá tempo limitado para fundir, fluir e
20
20
recobrir os elementos sólidos que compõem a formulação, dado seu reduzido tempo de cura.
Esse processo somente é viável em moldes do tipo positivo, devido a sua hermeticidade.
No segundo processo existem duas operações de prensagem. Na primeira, o material de
fundo e o material de atrito são prensados sobre a plaqueta metálica em uma cavidade não
aquecida (fig. 2.2.3.4). Isso permite a distribuição mais uniforme dos elementos que constituem a
formulação, uma vez que não haverá cura da resina nessa etapa. Como resultado tem-se sobre a
plaqueta um bloco compacto de material de atrito que, embora não curado, proporciona maior
facilidade de transporte e armazenamento em relação aos materiais em pó.
Figura 2.2.3.4 – Prensa de pré-forma.
Em uma segunda etapa, a plaqueta com o bloco de material pré-prensado é colocada em
uma prensa aquecida onde será promovida a cura da resina. Outra vantagem desse processo
refere-se ao vão de prensa necessário para alimentação e compressão da mistura. A razão de
volume da massa dos materiais de atrito e de fundo em pó para o bloco de material curado é de
até 7:1, enquanto a razão entre o bloco pré-prensado e o material curado é de apenas 2:1
[Nicholson, 1995]. Dessa forma, a prensa com cavidade aquecida, na qual o material permanece
por um período mais longo em relação à prensa de pré-prensagem, pode ter seu vão de abertura
21
21
reduzido, viabilizando a inserção de uma segunda matriz na mesma prensa e aumentando a sua
capacidade de produção.
2.2.4. PROPRIEDADES MECÂNICAS DOS MATERIAIS DE ATRITO
Para que possam ser compreendidas as propriedades físicas dos materiais de fricção é
necessário esclarecer a natureza dos materiais que os constituem, bem como o processo pelo qual
são fabricados.
Sendo seus constituintes materiais de naturezas distintas (metais, polímeros, óxidos, etc)
muitas vezes agregados na forma de grãos, tufos ou espículas e unidos a partir da cura de uma
resina termofíxa, os materiais de atrito apresentam-se, em via de regra, macroscopicamente
heterogêneos. O processo de prensagem pelo qual são confeccionados realiza-se de modo
uniaxial e unidirecional, fato que estabelece um gradiente de pressão no interior da cavidade
devido ao atrito entre as paredes da matriz e o material em seu interior [Al-Qureshi et al., 2006].
Esse gradiente é responsável por criar zonas com diferente densidade dentro do compósito.
A despeito das características citadas no parágrafo anterior, as propriedades físicas dos
materiais de fricção apresentam-se altamente anisotrópicas, o que pode ser observado através da
medição da velocidade de propagação de ondas ultra-sônicas em diferentes direções do bolo de
atrito [Flint, 2002]. A anisotropia existente enquadra-se no tipo transversalmente isotrópico, no
qual o sólido, em um dos planos, é isotrópico e cuja representação matricial dos coeficientes
elásticos é dada pela matriz 2.2.4.1.
( )
−
=
12121111
1313
1313
3333
11331111
113311221111
2
1
0.
00
000
000
000
CC
CSime
C
C
CC
CCC
C
(2.2.4.1)
A anisotropia característica dos materiais de fricção não constitui o único empecilho para
a caracterização de suas propriedades físicas, já que existe também uma forte dependência dessas
propriedades em função da temperatura e da freqüência/magnitude dos carregamentos aplicados.
Essa característica se deve novamente aos materiais utilizados em sua confecção, muitos deles
22
22
poliméricos, que conferem a natureza viscoelástica ao material. Segundo a definição de Brencht
et al. (2003), o comportamento viscoelástico é caracterizado pela superposição do
comportamento elástico e do fluxo viscoso do material. Devido ao primeiro, o material armazena
energia quando deformado e a retorna completamente quando seu deslocamento é permitido. Já
no segundo, a energia é completamente dissipada.
O modelo apresentado por Brencht at al. 2003 (fig. 2.2.4.1) ilustra o comportamento
típico do material de fricção a partir de elementos elásticos de Hooke e elementos de
amortecimento de Newton. A equação diferencial normalizada que rege o modelo apresentado é
dada pela equação 2.2.4.2. Os elementos definidos em 2.2.4.3 foram calculados de modo a
satisfazerem a equação 2.2.4.4.
Figura 2.2.4.1 – Modelo para descrição de propriedades dinâmicas de materiais de
atrito. [Brencht, 2003]
ε
ε
σ
σ
&
&
101
qqp
+
=
+
(2.2.4.2)
21
2
1
EE
p
+
=
η
21
21
0
EE
EE
q
+
=
21
21
1
EE
E
q
+
=
η
(2.2.4.3)
00
011
21
2
2
0
1
1
>−⇒>
+
=− qpq
EE
E
q
p
q
(2.2.4.4)
A tensão a ser utilizada em 2.2.4.2 é definida em função de um carregamento harmônico
(equação 2.2.4.5). Como resultado, obtém-se uma curva de deformação defasada em relação à
23
23
excitação (equação 2.2.2.6) sendo os coeficientes dependentes da freqüência de excitação
definidos em 2.2.2.7.
)sin(
0
t
ωσσ
=
(2.2.4.5)
(
)
(
)
(
)
(
)
[
]
tDtD
ω
ω
ω
ω
σ
ε
cossin
0
′
′
−
′
=
(2.2.4.6)
( )
22
1
2
0
2
110
ω
ω
ω
qq
qpq
D
+
+
=
′
( )
(
)
22
1
2
0
011
ω
ω
ω
qq
qpq
D
+
+
=
′′
(2.2.4.7)
Os coeficientes D’ e D” são utilizados para definir o módulo de Young complexo
(equações 2.2.4.8 e 2.2.4.9), constituído pelo módulo de armazenamento, E’(ω), que representa o
comportamento elástico, e o módulo de perda, E”(ω), que corresponde a energia dissipada em
função da diferença de fase. A equação 2.2.4.10 destaca o módulo de elasticidade dinâmico,
grandeza avaliada em ensaios de caracterização dinâmica de materiais viscoelásticos.
(
)
(
)
(
)
ωωω
EiEE
′′
+
′
=
*
(2.2.4.8)
( )
(
)
( )( ) ( )( )
22
ωω
ω
ω
DD
D
E
′′
+
′
′
=
′
( )
(
)
( )( ) ( )( )
22
ωω
ω
ω
DD
D
E
′′
+
′
′
′
=
′′
(2.2.4.9)
( ) ( )( ) ( )( )
22
ωωω
EEE
din
′′
+
′
=
(2.2.4.10)
A figura 2.2.4.2 ilustra a defasagem entre os sinais de tensão e deformação do modelo
viscoelástico apresentado. Uma vez que essa defasagem corresponde à medida de amortecimento
do sistema, conclui-se que o fator de perda η pode ser definido pela equação 2.2.2.11 [Nashif et
al., 1985].
24
24
Figura 2.2.4.2 – Defasagem entre tensão e deformação. [Brencht, 2003]
E
E
′
′
′
==
ηδ
tan
(2.2.4.11)
2.3. RUÍDOS E VIBRAÇÕES ASSOCIADOS AO SISTEMA DE FREIO
A indústria automobilística mundial iniciou, ainda no final do século XX, uma corrida em
direção a qualidade total de seus produtos. Reclamações em garantia, mais do que meros custos,
são fatos que atingem a credibilidade do fabricante de veículos. Essa é a principal razão pela qual
ruídos do sistema de freio são considerados pontos críticos no desenvolvimento de novas
plataformas. O consumidor associa o ruído a alguma disfunção no sistema ou mesmo um sinal de
baixa qualidade dos componentes utilizados, embora não tenha sido documentada nenhuma
relação entre o desempenho do sistema de freio e o ruído por ele originado. Por esse motivo,
ruídos do sistema de freio têm sido um dos principais motivadores de reclamações em garantia
nos últimos anos. Para ilustrar esse panorama, pode-se destacar a cifra de US$100.000.000,00
que corresponde aos gastos anuais com reclamações associadas à vibração e a ruído em freios
[www.ifriction.com].
Ruídos de freio têm sido estudados desde o início do século passado, período em que os
primeiros estudos sobre o tema foram publicados. Desde então muitos avanços na compreensão
dos fenômenos que originam os diversos tipos de ruído de freio foram obtidos sem, contudo,
chegarem à solução desse problema.
2.3.1. CLASSIFICAÇÃO DOS RUÍDOS E VIBRAÇÕES
ε
σ
σ
ε
25
25
A distinção entre os diversos tipos de ruído associados ao sistema de freios baseia-se em
sua freqüência característica. Para freios a disco, uma classificação mais genérica divide esses
fenômenos em ruídos de baixa ou alta freqüência. O intervalo correspondente a ruídos de baixa
freqüência estende-se de 20 a 1000Hz, enquanto os ruídos de alta freqüência ocorrem desde
1kHz até a freqüência limite para a audição humana, ou seja, 20kHz [Balvedi et al., 2005].
Uma distinção mais minuciosa entre os tipos de ruído fundamenta-se no mecanismo pelo
qual o ruído é gerado, além do intervalo de freqüências no qual ocorre. Nesse ponto, no entanto,
existem discordâncias entre autores relacionadas a ambos os critérios. Abaixo são descritas as
características dos principais tipos de ruído e vibrações associados a sistema de freio.
Vibrações
• Judder: resultado da excitação de baixas freqüências realizada pelo disco de freio em
função de seu DTV (disc thickness variation). Devido a essa assimetria, uma periódica
variação na força de atrito exercida sobre o disco excita modos de vibração da suspensão
e do chassis [Meyer, 2005]. Devido à natureza de sua fonte de excitação, a vibração é
diretamente proporcional à velocidade de rotação do disco de freio. A figura 2.3.1.1
ilustra o espectro de freqüências calculado a partir do sinal de um acelerômetro colocado
junto à pastilha de freio de um veículo que apresentava judder severo durante frenagens.
É possível perceber que a freqüência de excitação e suas harmônicas decrescem
proporcionalmente como a desaceleração do veículo.
Figura 2.3.1.1 – Aceleração na pastilha de um veículo apresentado judder.
Pode ser feita uma distinção entre dois tipos principais de judder – referidos como
judder a frio e judder a quente – e estão associados à causa do DTV. No judder a frio as
deformações são induzidas por um desgaste desigual da superfície de atrito em função de
variações geométricas do sistema, ao passo que no judder a quente a assimetria é causada
26
26
por efeitos térmicos, tais como a transformação da perlita (contida na matriz do disco) em
cementita [Belvedi et al, 2005], que causam deformações ou desgaste desigual do disco.
Ruídos de baixa freqüência
• Groan: sua excitação é proveniente de uma grande variação da força de atrito entre
pastilha e disco durante a frenagem (stick-slip). O ruído é propagado por elementos do
chassis do veículo e é acompanhado por vibrações no pedal de freio cessíveis para o
condutor [Okayama et al, 2005].
• Moan: decorrente da excitação de modos de corpo rígido de componentes do sistema de
freios ou suspensão. O intervalo característico de freqüências na qual ocorre estende-se
de 100 a 400Hz, preferencialmente em frenagens onde a velocidade é inferior a 20km/h
[Balvedi et al., 2005]. Em um estudo realizado por Kim et al. (2005), foi constatado que
modificações geométricas no suporte do braço de suspensão traseiro de um modelo
compacto eliminou o ruído do tipo moan de 190 e 330Hz.
• Crunch: em Belvedi (2005) é descrito como um ruído e vibração de baixa freqüência
excitado por “stick-slip” e causado por modos de corpo rígido dos sistemas de suspensão
e freios. Ocorre no final de frenagens em altas pressões e temperaturas.
Ruídos de alta freqüência
• Squeal: principal ruído de alta freqüência, podendo ser registrado em uma ampla gama de
freqüências. Essa normalmente estende-se de 1kHz a 20kHz, embora existam autores que
admitam a existência de ruídos do tipo squeal a partir de 500Hz. Em via de regra
assemelha-se a um agudo assovio bastante incômodo ao ouvido humano, porém não
influencia no desempenho geral do sistema de freio. Em contrapartida aos ruídos de baixa
freqüência descritos, que são desconfortáveis a passageiros e motorista, o squeal provoca
desconforto às pessoas que circundam o automóvel no momento da frenagem. Isso deve-
se a sua ocorrência estar normalmente associada a uma freqüência que destoa do ruído de
fundo convencional, tipicamente de baixa freqüência. Picos com até 110dB(A) nas
proximidades da roda do veiculo são comuns de serem encontrados e tornam-se
facilmente perceptíveis quando estão compreendidos entre 1 e 5kHz, faixa na qual o
ouvido humano apresenta maior sensibilidade, e em que o ruído de fundo é relativamente
pequeno.
27
27
2.3.2. SQUEAL – MECANISMO DE EXCITAÇÃO E CLASSIFICAÇÃO
Squeal, segundo Chen et al. (2006), é decorrente de uma vibração induzida por fricção,
auto-excitada e auto-sustentável, sendo muitas vezes referida apenas como vibração auto-
excitada. Os trabalhos mais recentes sobre o tema associam a ocorrência de squeal a três fatores:
mecanismo de disparo associado à excitação, mecanismo de acoplamento modal associado a
características do sistema de freio e mecanismo de radiação do ruído associada à resposta do
sistema.
Dadas as características do funcionamento do sistema de freios, os mecanismos de
disparo podem ser genericamente chamados de mecanismos de excitação impulsiva periódica
induzida por fricção. A teoria mais difundida sobre o tema é conhecida por stick-slip ou efeito de
Stribeck. Trata-se da alternância entre o regime de atrito estático e dinâmico do par material de
fricção/disco de freio durante a frenagem. Esse efeito pode ser ilustrado a partir de um modelo
simplificado no qual uma massa, correspondente ao material de atrito, está colocada sobre uma
esteira rolante, representando o disco de freio em velocidade constante de rotação [fig. 2.3.2.1].
A massa está ligada a um referencial inercial fixo através de uma mola. À medida que a esteira
se desloca, a massa acompanha o movimento até que a força elástica da mola seja superior a
força de atrito estático entre a massa e a esteira. Nesse momento a força existente entre os dois
está associada ao atrito dinâmico, inferior ao estático, o que resulta no deslizamento da massa
sobre a esteira. Gradativamente a força correspondente à deflexão da mola reduz-se, ao ponto em
que se equivale à força de atrito dinâmico. O movimento relativo entre a esteira e a massa cessa,
o atrito dinâmico é então substituído pelo estático e inicia-se um novo ciclo. A excitação
proveniente dessa alternância de estados pode ser representada na forma de onda dente de serra,
podendo induzir vibrações transversais, longitudinais ou rotacionais ao disco de freio, conforme
mostra a figura 2.3.2.2.
28
28
Figura 2.3.2.1 – Modelo representativo do fenômeno de stick-slip. [Crolla e Lang, 1991]
Figura 2.3.2.2 – Variação na velocidade de deslizamento durante o fenômeno de stick-
slip. [Chen et al, 2006]
Outra teoria igualmente bastante estudada, denominada sprag-slip [Spurr, 1962], associa
a excitação não à variação do coeficiente de atrito durante a frenagem, mas à variação na força
normal. Nesse caso, devido às características geométricas do sistema, o contato entre as
superfícies é tal que, em dado momento, a força de atrito atinge um valor superior àquele que
poderia ter, caso o sistema fosse completamente rígido. Nesse momento o sistema deforma-se
elasticamente e um novo ciclo tem início. A figura 2.3.2.3, apresentada por Balvedi [2005],
ilustra um modelo simplificado que descrever esse fenômeno. Sendo a força normal e a força de
atrito definidas pelas equações 2.3.2.1 e 2.3.2.2 demonstra-se que quando:
29
29
( )( )
θµ
tan1
k
n
L
F
−
=
(2.3.2.1)
( )( )
θµ
µ
tan1
c
c
a
L
F
−
=
(2.3.2.2)
Uma vez que:
(
)
c
µθ
/1arctan=
(2.3.2.3)
a força de atrito:
∞→
a
F
(2.3.2.4)
Figura 2.3.2.3 – Modelo representativo do fenômeno de sprag-slip. [Stewart, 2000]
Em um modelo mais representativo do sistema de freio (fig. 2.3.2.4), Spurr aplica a teoria
de sprag-slip a um conjunto de disco e pastilhas no qual a área de contato entre a pastilha e o
disco encontra-se deslocada centro de aplicação de força (área de contato do pistão). A linha
imaginária formada entre o ponto “P” e o centro da área de contato entre pastilhas equivale à
barra rígida do modelo anteriormente apresentado. Uma vez que tanto a área de contato com o
disco de freio como a área de contato do pistão com a plaqueta são variáveis ao longo do tempo,
isso poderia explicar a natureza dinâmica das ocorrências de squeal.
30
30
Figura 2.3.2.4 – Modelo disco-pastilha ilustrando o fenômeno de “sprag-slip” .[Belvedi, 2005]
Após termos discutido a origem da excitação responsável por fornecer energia para o
sistema iniciar seu ciclo vibratório, faz-se necessário entender a natureza dos modos de vibração
de seus componentes responsáveis pela indução do squeal. Os modos instantâneos assumidos
pelo disco quando da radiação de um ruído são, normalmente, originados pelo acoplamento de
modos de vibração dos componentes do sistema: suporte do caliper, porção flutuante do caliper,
pastilha e disco. Segundo a definição de Trichês et al (2005), acoplamento ou travamento modal,
como o acoplamento entre dois ou mais modos de vibração, de várias estruturas, com geometrias
e freqüências semelhantes, produzindo ótimas condições para existência de ruídos do tipo
squeal. Chen et al. [2006] destaca vários exemplos onde a freqüência dos modos instantâneos,
tanto no plano do disco como fora dele, coincidem ou são harmônicos de alguma freqüência
natural do disco, seja ela de um modo planar não.
A grande maioria das publicações diferencia dois principais tipos de squeal: os de baixa e
os de alta freqüência. Trichês et al. (2005) define sucintamente o squeal de baixa freqüência
como sendo um ruído de banda estreita com freqüências acima de 1kHz, mas abaixo da
freqüência do primeiro modo tangencial do disco de freio. O mesmo autor define squeal de alta
freqüência como sendo o ruído que ocorre em freqüências acima de 5kHz devido ao
acoplamento modal entre o disco de freio e outros componentes. Balvedi et al. (2005) vai além a
sua classificação e divide em três famílias os tipos de squeal, de acordo com os componentes
associados ao aparecimento dos modos de vibração instantâneos do disco.
• Squeal induzido pela caliper e seu suporte: ocorrem preferencialmente entre 1 e 5,5kHz.
Pinças de pistão duplo induzem ruídos de menor freqüência, próximos ao limite inferior
da faixa, enquanto pinças de pistão simples conferem freqüências de ressonância mais
baixas, por terem suportes com maior comprimento.
31
31
• Squeal induzido pelo acoplamento modal disco-pastilha: ocorre preferencialmente entre 2
e 15kHz, quando algum dos modos de flexão da pastilha de freio encontra-se próximo a
algum modo de vibração fora do plano do disco de freio. O acoplamento modal depende
ainda de padrões geométricos e comprimentos de onda semelhantes entre os modos do
disco da pastilha (fig. 2.3.2.5). Nessa condição o sistema não é capaz de dissipar parte da
energia proveniente da fricção entre pastilhas e disco, o que resulta em uma grande
amplitude de vibração e conseqüentemente a geração de squeals (Trichês et al., 2005).
Figura 2.3.2.5 – Acoplamento modal entre pastilha e disco de freio. [Belvedi et al., 2005]
• Squeal induzido pelo disco de freio: deve-se a excitação dos modos tangenciais do disco
que, quando se encontram próximos a modos fora do plano, podem acoplar-se a esses e
tornarem-se instáveis. Modos tangenciais podem ser compressivos (fig. 2.3.2.6) ou de
cisalhamento, no qual há o deslocamento relativo das duas pistas de atrito de um disco
ventilado em função da deformação das aletas (fig. 2.2.3.7). Em um estudo publicado por
Chen et al. (2000), foi comprovada a ocorrência de squeal em freqüências onde havia
proximidade entre os modos tangenciais e axiais. Nesse caso foi levantada a hipótese de
que o modo tangencial era excitado pelo atrito entre pastilhas e disco, e o modo axial
acoplado radia o ruído. No mesmo estudo é definida uma banda de freqüências na qual a
propensão para ocorrência de squeal é máxima. Para isso, a freqüência característica do
modo tangencial deve estar na porção central correspondente a 1/3 da banda entre dois
modos axiais.
32
32
Figura 2.3.2.6 – Modo de compressão tangencial. [Dessouki, 2003]
Figura 2.3.2.7 – Modo no qual ocorre o deslocamento relativo entre as pistas de atrito
[Dessouki, 2003]
2.3.3. SUPRESSÃO DE RUÍDOS
Para serem solucionados, os problemas de ruído e vibração em sistemas de freio devem
ser analisados não unicamente como decorrentes da interação entre pastilhas e disco de freio,
mas como um problema sistêmico. Em muitos casos é necessário que componentes de suspensão
e chassis sejam alterados para a completa eliminação de um ruído ou vibração. Essa abordagem
trás conseqüências indesejáveis ao processo de desenvolvimento de um veículo, uma vez que
grande parte dos ruídos e vibrações só será percebida quando os primeiros protótipos estiverem
realizando testes de rodagem. Em função do dinamismo da indústria automobilística
contemporânea, parte considerável da responsabilidade por conferir um desempenho acústico
satisfatório ao sistema de freios recai sobre o fabricante de materiais de atrito, em função da
agilidade com que uma nova formulação poder ser confeccionada. Entretanto, essa abordagem
mostra-se, em muitos casos, insuficiente para resolver o problema e acaba por acarretar atrasos
ao projeto e o não atendimento dos requisitos acústicos desejados.
33
33
Ruídos de baixa freqüência e vibrações
Dada a natureza desses fenômenos, ligados a excitação de modos de vibração de
componentes estruturais do chassis e suspensão, a solução pode ser alcançada mediante ações na
fonte de energia ou nos elementos nos quais a vibração se propaga. Garantir pequena variação da
espessura do disco mediante alteração na microestrutura do ferro fundido ou modificação na
formulação da pastilha de freio são exemplos de intervenções para solucionar problemas de
judder. No trabalho de Jang et al. (2003) são apresentados dados conclusivos sobre a influência
da microestrutura, definida pelo carbono equivalente do FF, na geração de DTV. Foi identificada
a tendência ao aumento do DTV com a redução do comprimento das lamelas de grafita quando
são utilizadas pastilhas com formulações contendo baixas quantidades de fibras de aço (low-
met). Em contrapartida, quando são utilizadas pastilhas desprovidas de fibras de aço (NAO), essa
tendência praticamente desaparece. Esse efeito deve-se ao desgaste da superfície do disco,
promovido por pastilhas com fibras de aço em sua composição.
A solução de ruídos de baixa freqüência constitui um desafio maior para a indústria
automobilística. Uma vez que sua fonte de energia são as variações da força de atrito durante a
frenagem, fato comum em grande parte dos materiais de atrito, a propensão à ocorrência desses
ruídos está diretamente relacionada às características do sistema de freio e suspensão utilizados
no veículo. Em muitos casos a abordagem sistêmica é indispensável para resolução do problema,
embora ocorram casos em que a modificação na formulação da pastilha de freio, visando a
estabilização do atrito durante a frenagem ou mesmo a inclusão de chanfros ou rasgos, tenham
solucionado o problema. No trabalho publicado por Kim et al. (2005) o ruído do tipo “moan” é
solucionado mediante o reprojeto do ponto de ancoragem da barra de torção na suspensão
traseira de um veículo compacto.
Ruídos de alta freqüência (squeal)
Grande parte dos esforços para redução dos ruídos de freio está concentrada na
erradicação dos ruídos do tipo squeal. Isso se deve à propensão que a grande parte dos sistemas
de freio tem de gerar esse tipo de ruído. Sua detecção, ainda na fase de projeto, é facilitada em
função dos modelos numéricos atualmente existentes, que procuram por modos de vibração
instáveis do sistema de freio, a partir de parâmetros como coeficiente de atrito, módulo de
elasticidade complexo do material de fricção, geometria dos componentes do sistema de freio,
entre outros. A acuracidade e complexidade desses modelos vêm aumentando ao longo dos anos.
Assim, grande parte dos novos sistemas de freio desenvolvidos pelos grandes fabricantes
mundiais (TRW, Continental Tevês, Bosch) é previamente analisada quanto à estabilidade dos
34
34
modos de vibração em FEA (finit elements analisys). Esses mesmos fabricantes despendem
vultuosas somas em pesquisas nessa área visando reduzir os custos com o reprojeto de sistemas
de freio em função de ruídos crônicos.
Segundo Belvedi et al. (2005) a solução de ruídos de alta freqüência é possível mediante
o atendimento a três principais características:
• Evitar a ocorrência de ressonâncias de componentes em certas faixas de freqüência;
• Evitar acoplamentos modais entre componentes;
• Dissipar energia vibratória gerada quando os dois primeiros itens não puderem ser
atendidos;
Analisando os itens acima, a solução de ruídos cuja causa está relacionada ao caliper, ou
seu suporte passa pelo enrijecimento desses componentes visando a redução na amplitude de
vibração, ou mesmo o deslocamento na freqüência dos modos. Em ruídos relacionados ao
acoplamento modal entre modos axiais e tangenciais de vibração do disco, a opção mais efetiva é
o projeto dos discos com uma geometria que favoreça o distanciamento desses modos. Para
ruídos relacionados a pastilhas de freio, a busca por geometrias, através da utilização de chanfros
e rasgos, que venham a impedir o acoplamento modal, mostra-se bastante efetiva na redução de
squeals. Entretanto, modificações como essas comprometam a durabilidade da pastilha e, em
alguns casos, o desempenho, uma vez que uma quantidade de energia por unidade de área que é
dissipada aumenta em função da redução da área de contato com o disco. O aumento da rigidez
do disco, através do aumento da espessura de suas paredes, constitui outra opção. Apesar disso,
modificações como essas podem induzir problemas em freqüências mais altas, além de terem um
custo elevado e agregarem mais massa ao automóvel. Dessa forma, a opção mais viável é o
aumento do amortecimento agregado ao sistema pela pastilha. Existem duas formas usuais de
aumentar o amortecimento intrínseco das pastilhas de freio: a adoção das chamadas chapas anti-
ruído, ou o projeto de materiais de fundo com alto fator de perda. Esse último constitui o
objetivo do trabalho desenvolvido e será abordado em detalhes nos próximos capítulos.
Chapas anti-ruído são apêndices colocados junto à plaqueta metálica da pastilha de freio,
colados ou apenas fixados por pequenas garras, cuja função é reduzir ou eliminar squeals através
de 3 processos [Flint, 2003]:
• Isolamento ou desacoplamento de componentes do sistema de freios;
• Alteração na distribuição da força exercida pelo pistão sobre a plaqueta;
35
35
• Aumento do amortecimento;
O amortecimento referido no terceiro item da lista acima pode ser conferido de duas
maneiras:
• Na direção das forças normais atuantes sobre a pastilha;
• Em função do cisalhamento de uma camada viscoelástica constrita;
Dada reduzida espessura desses componentes, que dificilmente superam 1mm, a segunda
maneira é efetivamente a que mais contribui para o aumento do amortecimento. O
amortecimento conferido por ela é conseqüência da dissipação de energia, na forma de calor,
devido à tensão induzida pelo cisalhamento da camada de material viscoelástico constrito em
situações nas quais a pastilha vibra em um ou mais modos característicos [Flint, 2002].
36
36
3. MATERIAIS DE FUNDO DE MATRIZ ELASTOMÉRICA
Borrachas são materiais de engenharia usualmente utilizados em aplicações que
necessitam a habilidade de suportar grandes deformações e, uma vez suspensa a tensão
originalmente imposta, retornar a sua forma inicial. Nessas aplicações as borrachas comportam-
se como molas metálicas. Entretanto, esse componente é quase totalmente elástico, enquanto as
borrachas apresentam um significativo componente viscoso, responsável por dissipar grande
parte da energia cinética, convertendo-a em calor através do movimento interno de suas
macromoléculas. Esse amortecimento inerente à natureza viscoelástica das borrachas faz com
que esses materiais sejam amplamente utilizados em aplicações onde é necessária a atenuação de
vibrações.
3.1. NATUREZA VISCOELÁSTICA DOS POLÍMEROS
O exemplo clássico das propriedades dinâmicas de borrachas pode ser representado por
um corpo de provas submetido a uma deformação harmônica cisalhante (fig.3.1.1). O gráfico de
tensão por tempo é praticamente harmônico, entretanto está fora de fase com a deformação. A
tensão pode então ser dividida em duas componentes harmônicas: a tensão elástica, que está em
fase com a deformação aplicada, e a tensão viscosa, que se apresenta 90º fora de fase. Assim, a
tensão medida a qualquer tempo é o resultado do somatório das duas componentes como
representado na figura 3.1.2., e o fator de perda pode ser calculado em função do ângulo δ, tal
como na equação 2.2.4.11.
Figura 3.1.1 – Defasagem entre tensão e deformação em materiais viscoelásticos. [Turi, 1997]
37
37
Figura 3.1.2 – Relação entre as tensões ou módulos de elasticidade / cisalhamento e o ângulo de
fase. [Turi, 1997]
O comportamento descrito no parágrafo anterior, apesar de amplamente documentado,
não é de fácil predição. Isso se deve a significativa alteração das propriedades viscoelásticas dos
polímeros, principalmente em função da temperatura e freqüência de excitação. Segundo Nashif
et al. (1985), o fator de perda e o módulo de elasticidade dos materiais viscoelásticos variam em
função da temperatura, conforme o indicado na figura 3.1.3. Observa-se que o maior fator de
perda ocorre durante e imediatamente após a transição vítrea (Tg) do polímero, o que faz dessa
região a mais efetiva para o controle de vibrações. Entretanto, a Tg da maioria dos polímeros
encontra-se dezenas de graus abaixo de 0ºC, o que inviabiliza o aproveitamento total de suas
características de amortecimento. Após a fusão de materiais elastoméricos, seu coeficiente de
perda volta a aumentar. No entanto, a redução no módulo de elasticidade é tão severa que
inviabiliza sua utilização em aplicações usuais.
Figura 3.1.3 – Influência da temperatura sobre E’ e η de materiais viscoelásticos. [Nashif et al.,
1985].
E'
η
Região
vítrea
Fase de
transição
Fase
“rubberlike”
Fase
fluída
Fator de perda (η)
Parte real do módulo
de elasticidade (E')
Tensão me
dida ou total A
t
|G*|:|E*|
Tensão
viscosa A
2
G´´: E´´
Tensão elástica A
1
G´ : E´
38
38
Assim como a temperatura, a freqüência com que determinada solicitação mecânica atua
sobre um material viscoelástico proporciona alterações severas nas propriedades mecânicas
desse. Nashif et al. (1985) mostra, através da figura 3.1.4, o comportamento do módulo de
elasticidade e do fator de perda típico de materiais viscoelásticos, num intervalo de freqüências
entre 10 e 10kHz. Apenas para reforçar as dificuldades envolvidas na predição das propriedades
mecânicas dos materiais em questão no estado rubberlike, é possível citar a alteração da
influência de fatores, como a amplitude da deformação imposta ao sólido ou o efeito de pré-
carga (figuras 3.1.5 e 3.1.6).
Figura 3.1.4 – Variação em E’ e η em função da freqüência para materiais de módulo de
elasticidade estático distintos. [Nashif et al., 1985].
Figura 3.1.5 – Influência da pré-carga em E’ e η na fase rubberlike de materiais viscoelásticos.
[Nashif et al., 1985].
Fator de perda (η)
Parte real do módulo de
elasticidade (E')
Freqüência (Hz)
39
39
Figura 3.1.6 – Influência da amplitude de deformação em E’ e η na fase rubberlike de
materiais viscoelásticos. [Nashif et al., 1985].
3.2. CONCEPÇÃO DOS MATERIAIS DE FUNDO DE MATRIZ ELASTOMÉRICA
A concepção dos materiais de fundo desenvolvidos para esse estudo teve como ideal a
construção de um compósito cuja matriz fosse composta por elastômeros e que apresentasse
adequada resistência mecânica à aplicação a qual se destina. Assim, buscou-se conciliar em um
mesmo material de fundo o amortecimento viscoso típico dos elastômeros e a resistência
mecânica necessária para garantir a fixação do bolo de atrito à plaqueta metálica.
Para atender aos requisitos estipulados, a formulação dos materiais foi reduzida de modo
que apenas componentes de reforço estrutural, tais como fibras e cargas, elastômeros e agentes
de vulcanização foram utilizados. A tabela 3.2.1 relaciona os componentes utilizados, bem como
seu percentual em massa e volume, e a família as quais pertencem.
40
40
Família Componente Massa Volume Massa Volume Massa Volume Massa Volume Massa Volume
Cl-Butil 20 39,2
SBR 1502 21,8% 39,2% -
NBR - - 21,8% 39,2% - -
EPDM - - - - 19,4% 39,3%
Silicone 25,6% 39,7%
Enxofre 1,4% 1,3% 1,4% 1,3% 0,2% 0,2% 0,5% 0,4%
Óxido Zn 2,7% 0,9% 2,7% 0,9% 0,2% 0,1% 2,2% 0,7% 2,1% 0,7%
MBTS 0,6% 0,7% 0,6% 0,7% - - 0,7% 0,8%
TMTD - - 1,0% 1,2% - -
Acido
Esteárico
- - 0,4% 0,7% - - 0,6% 1,0%
Peróxido Dic. - -
Aramida 15,% 18,2% 14,6% 18,1% 15,4% 18,6% 15,4% 18,4% 14,4% 18,5%
Celulose 3,6% 4,5% 3,6% 4,6% 3,7% 4,6% 3,8% 4,7% 3,5% 4,6%
Cargas Wollastonita 56,7% 35,3% 55,3% 35,2% 57,3% 35,4% 58,% 35,7% 53,8% 35,4%
555.558 555.560
Elastômeros
Fibras
Agentes de vulcanização
555.557 555.559 555.561
Tabela 3.2.1 – Elementos constituintes dos materiais de fundo desenvolvidos para o presente
trabalho.
O percentual volumétrico das resinas, fibras e cargas se manteve o mesmo para todos os
materiais desenvolvidos. Isso se deve ao fato das propriedades de um compósito serem
modeladas matematicamente através da Lei das Misturas que se baseia no princípio da
Aditividade. Esse princípio estabelece que as propriedades do compósito serão intermediárias
entre as propriedades dos componentes constituintes, de maneira proporcional à fração
volumétrica de cada um. A equação 3.2.1 está montada para o caso mais simples da aplicação da
Lei das Misturas, no qual: uma propriedade mecânica qualquer do compósito “P
c
” é modelada
como sendo a propriedade de uma fibra “P
f
”, multiplicada por sua fração volumétrica “v
f
”, mais
a propriedade da matriz “P
m
”, multiplicada pela fração volumétrica “v
m
” correspondente
[Callister, 2000].
mmffc
vPvPP
+
=
(3.2.1)
A definição dos tipos de elastômeros utilizados como matriz dos compósitos da tabela
3.2.1 foi embasada nas propriedades físicas dos materiais selecionados, bem como em sua
afinidade com os demais componentes das formulações desenvolvidas. As borrachas nitrilo-
butadieno ou nitrílica (NBR) e estireno-butadieno (SBR) foram selecionada por serem os
elastômeros comumente utilizados em formulações de materiais de fricção. Essas borrachas
apresentam temperaturas máximas de trabalho, ou seja, sem degradação permanente de suas
MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
MF-Si MF-Cl
41
41
propriedades mecânicas (de 125ºC (NBR) e 110ºC (SBR)). Dada a Tg desses copolímeros (–
40ºC para o NBR e –50ºC para o SBR), o maior amortecimento proporcionado por estes não será
aproveitado em situações usuais de utilização do sistema de freios no Brasil, nas quais a
temperatura do material de fundo é sempre superior a 0ºC. Para a confecção do material de fundo
MF-EPDM, a borracha etileno-propileno-dieno (EPDM) foi selecionada por ser composta por
monômeros distintos dos demais, além de apresentar propriedades térmicas superiores. Sua
temperatura de degradação tem início a 150ºC e sua Tg é -60ºC [Rocha et al., 2003].
A seleção da borracha cloro-butílica foi devido a sua utilização em formulações
convencionais, visando o aumento da flexibilidade da matriz fenólica. A borracha de silicone foi
selecionada por apresentar propriedades térmicas excelentes, uma vez que sua temperatura de
degradação é de 225ºC e sua Tg é bastante baixa, podendo variar de –120 a –70ºC [Rocha et al.,
2003].
3.3. MATERIAIS DE FUNDO CONVENCIONAIS
Uma vez que não existem parâmetros absolutos documentados na literatura para as
propriedades dinâmicas de pastilhas de freio, bem como valores objetivo para ruído de freio, foi
necessário realizar ensaios com materiais de fundo convencionais para que o desempenho dos
materiais desenvolvidos fosse avaliado comparativamente. Foram então selecionados dois
materiais de fundo convencionais, além do material de atrito que, em um grupo de amostras, foi
também utilizado como material de fundo.
Concebidos para garantir a adesão do material de atrito à plaqueta metálica, os materiais
de fundo convencionais apresentam formulações bastante distintas daquelas apresentadas na
tabela 3.2.1. A tabela 3.3.1 traz o valor do percentual volumétrico de cada família de materiais
utilizados nas diferentes formulações analisadas. A diferença mais significativa entre elas está no
valor da fração volumétrica de elastômeros e resina utilizados. Enquanto o material de atrito
MA-1 e o matéria de fundo MF-A apresentam 14,3 e 11,4% de seu volume ocupados por
elastômeros (NBR e pó de borracha reciclada - pneus moído), o material de fundo MF-B utiliza
31,4%. Esse último valor está próximo, portanto, da proporção de 39,2% de borracha utilizada
nos materiais de fundo MF-SBR, MF-NBR e MF-EPDM, apesar de que esses materiais não
utilizam borracha reciclada. A fração de resina utilizada para compor a matriz dos compósitos é
determinante para definir a sua rigidez, uma vez que elevadas frações volumétricas de resina
proporcionam o seu enrijecimento, característica que pode ser balanceada com a adição de
elastômeros.
42
42
30.01.150 30.01.406 30.01.802 555.558 555.559 555.560
Elastômeros
14,5% 11,4% 31,4% 39,2% 39,2% 39,3%
Agentes de vulcanização
0,2% 0,2% 1,4% 2,9% 2,2% 1,9%
Fibras
9,2% 14,9% 17,9% 22,7% 23,2% 23,1%
Cargas
44,5% 56,4% 3,2% 35,2% 35,4% 35,7%
Abrasivos
7,8%
-
7,8%
- - -
Lubrificantes
2,1%
-
11,7%
- - -
Resina
13,2% 17,1% 19,%
- - -
Outros
8,5% - 7,6% - - -
Tabela 3.3.1 – Percentual volumétrico das famílias de componentes utilizados na
formulação dos materiais de fundo analisados.
MA
-
1
MF
-
A
MF
-
B
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
43
43
4. FABRICAÇÃO DOS MATERIAIS PARA ENSAIO
4.1. CONFECÇÃO DE BLOCOS DE MATERIAL DE FUNDO
Para a realização dos ensaios de caracterização quasi-estáticos e dinâmicos, foi necessária
a confecção de corpos de prova representativos da condição na qual se encontram quando
colocados entre o material de atrito e a plaqueta metálica na pastilha de freio. Para isso, uma
matriz de cavidade única foi utilizada para confeccionar blocos de material de atrito sem
apêndices metálicos (plaqueta). A matriz utilizada originalmente foi projetada para construção de
pastilhas de freio para um sistema de freio de um veículo comercial e foi selecionada por
permitir a confecção de corpos de prova na forma de paralelepípedos com até 180mm de
comprimento. A espessura dos materiais dos blocos (16mm) foi definida em função da altura
mínima necessária para realização do ensaio de compressão realizado.
A matriz polimérica dos materiais de fundo projetados, por ser constituída de
elastômeros, apresenta tempo de vulcanização elevado quando comparada a matriz dos materiais
de fricção formada por resinas termofíxas (fenólicas). Assim, foi desenvolvido um processo de
prensagem com compressão lenta e gradual do material no interior da cavidade. Além de longos
períodos, a pressão aplicada foi reduzida para permitir a liberação dos gases provenientes da cura
da matriz. Pretendia-se, desse modo, evitar o surgimento de bolhas, que poderiam comprometer a
homogeneidade dos corpos de prova e conter a fluência do material pelos vãos da matriz.
Apesar de ser um processo elaborado, os primeiros blocos confeccionados mostraram-se
inviável à fabricação, sem que grande parte do material escapasse pelos vãos da matriz e sem que
bolhas fossem geradas ao final do processo. Para contornar tais dificuldades e viabilizar a
confecção tanto de blocos, e, posteriormente, das próprias pastilhas de freio, 15% (em massa) de
material de atrito MA-1 foi adicionado à formulação do material de fundo. Isso adicionou fibras
e uma pequena proporção de resina (aproximadamente 1%) à mistura, o que aumentou a
viscosidade do compósito quando no interior da cavidade de moldagem. Assim, foi reduzida a
fluência do material, que passou a não escoar pelos vãos da matriz, e foi minimizada a
ocorrência de trincas e bolhas. Após a moldagem o processo de cura da matriz foi finalizado em
estufa tal como no processo padrão de confecção de materiais de atrito.
A confecção de blocos dos materiais de fundo MF-A e MF-B, bem como do material de
atrito MA-1, transcorreu normalmente sem que fosse necessária a adição de outros componentes
às suas formulações.
44
44
4.2. CONFECÇÃO DE PASTILHAS DE FREIO COM OS MATERIAS DE FUNDO
A confecção das pastilhas de freio se deu no laboratório piloto da FRAS-LE S/A, em
matriz de cavidade simples. Os materiais de fundo utilizados, também contando com 15 % em
massa do material de atrito MA-1 para aqueles de matriz elastomérica, foram depositados sobre a
plaqueta metálica em quantidade tal para formarem uma camada de 3mm após prensagem e cura.
Essa quantidade foi definida através da densidade medida dos blocos previamente
confeccionados e da área da pastilha, segundo equação 4.2.1., onde
mf
M corresponde a massa de
material de fundo utilizada,
b
A a área do material de atrito e
mf
ρ
a densidade do material de
fundo após cura. A tabela 4.2.1 traz a massa de cada material de fundo utilizada para confecção
dos grupos de amostras.
(
)
mfbmf
AM
ρ
⋅= 003,0
(4.2.1)
Durante o carregamento da matriz, a mistura foi uniformemente distribuída sobre a
plaqueta, através de uma ferramenta semelhante a um garfo, e pré-compactada através de um
pilão. Sobre essa camada de material de fundo o material de atrito MA-1 foi adicionado. A
compactação do material de atrito e do material de fundo se deu sem o auxílio de batente
mecânico, sendo o final de curso definido pela resistência do bolo à pressão de compactação.
Após a prensagem as pastilhas foram colocadas em estufa para completarem o processo e cura da
resina e vulcanização do matriz viscoelástica. Ao final, a operação de retífica garantiu que a
espessura de todas as amostras fosse ajustada para 17,4mm.
Material de
fundo
Massa específica
[kg/m³]
Camada de material
de fundo [m]
Área da
pastilha [m²]
Massa de material de
fundo por pastilha [kg]
MA-1 2408 0,042
MF-A 2722 0,047
MF-B 2615 0,045
MF-SBR 1800 0,031
MF-NBR 1785 0,031
MF-EPDM 1860 0,032
0,003 0,00578
Tabela 4.2.1 – Massa especifica dos materiais de fundo e massa utilizada na confecção das
pastilhas de freio.
45
45
5. TÉCNICAS EXPERIMENTAIS
Sendo o principal objetivo do presente trabalho a caracterização e análise comparativa
das propriedades de diferentes materiais de fundo, bem como a caracterização de seu efeito sobre
o desempenho acústico do sistema de freio, a correta caracterização dessas propriedades torna-se
o ponto chave para o sucesso da pesquisa desenvolvida. Nos tópicos seguintes, cada técnica e
procedimento utilizados para caracterizar, tanto pastilhas como corpos de provas produzidos,
estão descritos em detalhes.
5.1. ENSAIO DE COMPRESSIBILIDADE (PROCEDIMENTO TS 6-11-101)
Desenvolvido especialmente para a indústria de materiais de fricção automotivos, o
ensaio de compressibilidade simula a condição de compressão a qual é submetida a pastilha de
freio quando montada na porção interna do caliper (lado do pistão). O valor da deflexão do
material de atrito sob pressão, em relação a sua espessura inicial, é medido durante o ensaio. As
informações provenientes desse ensaio têm sido utilizadas por fabricantes de sistemas de freio e
de materiais de fricção como parâmetros para o controle de qualidade de seus produtos, uma vez
que pequenas alterações na composição de uma formulação ou mesmo variações no processo de
produção de um determinado material de atrito induzem modificações significativas no valor de
compressibilidade. A relevância dos resultados obtidos através desse ensaio para o trabalho
proposto se dá pela correlação levantada por Canali (2002) entre a ocorrência de ruídos de freios
e os valores de deflexão medidos em ensaio de compressibilidade. Em seu trabalho é
evidenciado o aumento da incidência de ruídos do tipo squeal, durante ensaios em dinamômetro,
superiores a 70dB(A), em função da redução no valor de deflexão obtido no ensaio de
compressibilidade para materiais de fricção de mesmo coeficiente de atrito.
O equipamento utilizado na determinação dos valores de compressibilidade (fig. 5.1.1) é
dotado de um cilindro pneumático cuja extremidade é equipada com uma ponteira cilíndrica (de
66mm de diâmetro para o ensaio realizado) responsável por simular a condição de contato
existente, no sistema de freio real, entre pistão e pastilha. Essa se encontra disposta sobre uma
base plana suportada por uma célula de carga. Um sensor de deslocamento linear é utilizado para
medir, com incerteza de ±0,5µm, a deflexão do conjunto formado pelo material de atrito e
material de fundo. O procedimento utilizado, TS 6-11-101, especifica a utilização de uma rampa
de pressão pneumática variando de 10 a 100bar em 1s. Cinco ciclos de compressão são
realizados para acomodar o material de fricção e um sexto ciclo é realizado para que o valor seja
46
46
registrado. Durante os ciclos, a curva de histerese do material é determinada com base nas
informações provenientes do transdutor de força. A reprodutibilidade dos resultados foi avaliada
através de um bloco padrão fornecido pelo fabricante. Em uma série de medições a incerteza de
medição foi calculada em ±3µm.
Figura 5.1.1 – Máquina para ensaio de compressibilidade. [www.linkeng.com]
5.2. AVALIAÇÃO DE FREQUENCIAS NATURAIS E AMORTECIMENTO EM
PASTILHAS DE FREIO.
A caracterização das propriedades dinâmicas dos materiais de atrito em pastilhas de freio
tem sido alvo de recentes trabalhos que visam estabelecer a influência dos métodos utilizados
sobre os resultados obtidos. No trabalho desenvolvido por Chen (2005) são comparados as
freqüências naturais e o fator de perda de pastilhas de freio registrados a partir de três distintos
métodos de instrumentação. No primeiro, a pastilha foi instrumentada com acelerômetros de
diferentes massas, e a excitação foi promovida através de martelo dotado de uma célula de carga.
Em um segundo método, o acelerômetro foi substituído por um laser-vibrômetro. No terceiro, a
excitação foi realizada por um excitador harmônico sem contato enquanto aquisição dos valores
de aceleração continuou a ser realizada pelo laser-vibrômetro. Os resultados obtidos mostram
que a massa do acelerômetro tem pequena influência no valor das freqüências naturais e fator de
47
47
perda, sendo a variação insignificante para massas inferiores a 1g. Entretanto, o cabo de
acelerômetro adiciona amortecimento no sistema de modo que, em medições comparativas, é
imprescindível a utilização da mesma instrumentação em todas as amostras. Os métodos onde a
aceleração é verificada através do laser apresentam valores de amortecimento inferiores aos
registrados através de acelerômetros.
A instrumentação utilizada na caracterização dinâmica das pastilhas de freio
desenvolvidas para o presente estudo contou com um acelerômetro Bruel & Kjær tipo 4517 C
001, que possui massa de 1g, de modo que seu efeito sobre a freqüência natural e amortecimento
da pastilha foram desconsiderados. A excitação foi promovida através de um martelo de carga
Bruel & Kjær tipo 8206-002 utilizando uma ponteira de alumínio para que modos de vibração
cuja freqüência característica estivesse em até 10kHz pudessem ser corretamente excitados. Os
sinais analógicos provenientes dos transdutores foram convertidos em sinais digitais em um
analisador Bruel & Kjær Pulse 3560C, com taxa de aquisição de 51,2kHz, ligado a um micro-
computador. Uma vez adquiridos, os sinais foram analisados no software Bruel & Kjær Pulse
10.0, que permite a implementação do algoritmo de Fast Fourier Transformation (FFT) em
tempo real.
Para a caracterização dinâmica das pastilhas de freio, uma base de espuma foi utilizada
para que a condição de restrição livre-livre fosse simulada. Através de adesivo acrílico
instantâneo Loctite 430, o acelerômetro foi fixado em uma das extremidades da amostra. O sinal
foi analisado com uma resolução de 6,25Hz, em uma banda de freqüências de 7 a 10kHz. O
gatilho de disparo do sistema de aquisição foi estabelecido como sendo um sinal proveniente do
martelo de carga equivalente a um impacto superior a 800N e não superior a 1100N. De modo a
ser registrado todo o evento correspondente à excitação, os dados provenientes dos transdutores
foram registrados a partir de –10ms do momento em que o impacto atinge 800N.
Objetivando o aumento da acuracidade das FFT calculadas, foram selecionadas janelas de
aquisição do tipo transiente para os sinais do acelerômetro e do martelo de carga. Para o primeiro
a janela estendeu-se de 10 a 40ms a partir do início do registro dos dados (fig 5.2.1), enquanto
que para o segundo a janela foi estabelecida a partir de 8,7ms e estendeu-se até 9,7ms a partir do
mesmo referencial (fig. 5.2.2). Com isso, a parte do sinal do acelerômetro utilizada para calcular
a FFT desconsidera o momento do impacto do martelo de carga, que poderia trazer imprecisões à
análise. A FFT calculada a partir do sinal inserido na janela estabelecida para o martelo de carga
permite que seja obtida a FFT (fig. 5.2.3), que corresponde unicamente ao impacto,
desconsiderando eventuais ruídos elétricos presentes inerentes ao sistema de aquisição de dados.
48
48
Figura 5.2.1 – Sinal do acelerômetro colocado junto a pastilha de freio (azul) e janela de
aquisição de dados estabelecida (vermelho).
Figura 5.2.2 – Sinal do martelo de durante o impacto (azul) e janela de aquisição de dados
estabelecida (vermelho).
Figura 5.2.3 – FFT calculada a partir do sinal do martelo de carga contido na janela de
aquisição estabelecida.
49
49
Para a correta determinação do ponto onde a excitação deveria ser efetuada, procedeu-se
com o mapeamento dos modos de vibração da pastilha. Para isso, a posição do acelerômetro foi
primeiramente arbitrada com base nos estudos de desenvolvidos por Chen (2005), o local de
excitação foi alternado, e a função de resposta em freqüência (FRF) de cada ponto analisada.
Assim, foi possível identificar a posição aproximada das linhas nodais de cada um dos 4
primeiros modos de vibração, sendo o primeiro e o terceiro modos de flexão, e o segundo e
quarto modos de torção. O ponto escolhido para receber o impacto do martelo de carga nas
medições que tiveram por objetivo a caracterização das freqüências naturais e amortecimento
dos quatro primeiros modos corresponde à região na qual existe um ponto de máxima, ou de
significativa amplitude, desses modos. Assim, foi possível identificar com clareza os picos de
ressonância correspondentes a cada um dos quatro primeiros modos nos espectros registrados.
Os espectros de freqüência calculados a partir do sinal do acelerômetro foram
normalizados em função do espectro de freqüências obtido a partir do sinal do martelo de carga.
Assim, o resultado analisado foi o auto-espectro H1 ou função de resposta em freqüência (FRF)
dos sinais adquiridos. Para cada amostra analisada a FRF foi montada a partir da média linear de
cinco excitações subseqüentes, procedimento implementado para diminuir a variabilidade dos
resultados em função do impacto. Também com esse intuito a força de impacto foi considerada
válida e foi restrita ao intervalo de 800 a 1100N.
O cálculo do amortecimento foi implementado através do método da banda de meia
potência. Nele a razão entre a largura de banda, em Hertz, a -3,01dB da amplitude máxima do
pico de ressonância e a freqüência desse pico [equações 5.2.1 e 5.2.2] determina o fator de perda
“η” em caso onde η«1 [Nashif, 1985].
]11[
2
2,1
−±= n
res
ηωω
(5.2.1)
sendo
2=n
então
(
)
(
)
η
ω
ω
ηη
=−−+≅
∆
22
11
res
(5.2.2)
As medições realizadas à temperatura ambiente foram repetidas, para 3 amostras de cada
grupo, a temperaturas mais elevadas, a fim de determinar a variação da freqüência natural e do
50
50
amortecimento que sofrem as pastilhas em condições de uso, uma vez que, no sistema de freio,
esses elementos estão normalmente aquecidos. O aquecimento deu-se em um forno dotado de
resistências elétricas no qual as amostras foram dispostas sobre uma tela metálica. A temperatura
no interior do forno foi controlada através de um controlado lógico programável (CLP),
comparando a temperatura selecionada com o valor da temperatura no centro da câmara, medida
através de um termopar tipo K. As medições deram-se nas temperaturas de 23, 50, 85, 125,
175ºC, correspondendo à temperatura mais elevada ao limite do acelerômetro utilizado. Para que
a temperatura das pastilhas fosse conhecida, uma amostra, a qual não teve as propriedades
dinâmicas mensuradas, foi equipada com um termopar tipo K na região do material de fundo.
5.3. DETERMINAÇÃO DO MÓDULO DE ELASTICIDADE ESTÁTICO E DINÂMICO DOS
MATERIAIS DE FUNDO E DE ATRITO.
5.3.1. MÓDULO DE ELASTICIDADE ESTÁTICO
A caracterização das propriedades físicas fundamentais dos materiais analisados nesse
trabalho é de fundamental importância para a compreensão dos resultados proporcionados por
cada um quando utilizados na confecção de pastilhas de freio. O módulo de elasticidade, por
influenciar diretamente no comportamento dinâmico do componente final, foi amplamente
caracterizado através de dois ensaios distintos, um quase-estático e outro dinâmico.
Tendo em vista que a confecção dos blocos deu-se em pressa de compressão uniaxial, foi
necessário caracterizar o módulo de elasticidade estático em duas direções principais – normal e
paralela à superfície de aplicação da força através do punção da matriz, uma vez que certo grau
de ortotropismo era esperado. O ensaio selecionado para a caracterização foi o de compressão
uniaxial realizado em máquina universal de ensaios, segundo o procedimento de ensaios FRAS-
LE MF-80.126. Os corpos de prova foram retirados dos blocos originais em geometria cúbica
com arestas de 12,7mm (±0,1mm). Em relação às demais opções de ensaios, como tração e
flexão em 3 ou 4 pontos, o ensaio de compressão apresenta algumas vantagens. O ensaio em
tração induz erros devido ao cisalhamento do material de atrito na região das agarradeiras
utilizadas para prender os corpos de prova à máquina de ensaios universal. Outra desvantagem
que faz com que essa metodologia seja desencorajada para caracterização de propriedades
mecânicas de materiais compósitos é devida à fragilidade da matriz desses materiais, que os
torna extremamente susceptíveis a erros na medição devido ao mínimo dasalinhamento entre as
agarradeiras superior e inferior. O ensaio de flexão em 4 pontos é o mais indicado para a
51
51
caracterização de materiais compósitos dado ao estado plano de tensão que induz sobre uma área
no centro do corpo de provas. Entretanto, a confecção dos corpos de prova para caracterização
do módulo de elasticidade na direção normal ao plano da face do punção necessitaria que os
blocos tivessem espessura bastante superior àquela necessária para a caracterização através do
ensaio de compressão. Blocos muito espessos são mais propensos a aprisionar parte dos gases
originados na cura ou vulcanização de materiais poliméricos gerando defeitos na matriz o que
acabaria inviabilizando extração de um corpo de provas representativo.
5.3.2. MÓDULO DE ELASTICIDADE DINÂMICO
A caracterização do módulo de elasticidade dinâmico dos materiais de fundo é relevante
para o estudo desenvolvido, uma vez que em os modos de vibração de uma pastilha, excitados
durante a ocorrência de ruídos do tipo squeal, têm freqüência característica da ordem de milhares
de Hz. Nessa condição o compósito de matriz viscoelástica se apresenta mais rígido do que em
situações onde a solicitação é quasi-estática.
O procedimento para caracterização do módulo de elasticidade dinâmico deu-se
conforme a norma ASTM E 1876-97. Nela, o módulo de elasticidade é calculado a partir do
valor da freqüência fundamental de ressonância e das propriedades geométricas do corpo de
provas através da equação 5.3.2.1, na qual E
din
é o módulo de elasticidade dinâmico, m a massa
do corpo de provas, b a largura do corpo de provas, L seu comprimento, w sua espessura, F
f
sua
freqüência fundamental de ressonância e T
1
um fator de correção para barra de espessura finita
(eq. 5.3.2.2) onde µ corresponde ao coeficiente de Poisson. Essa relação foi originalmente
concebida para materiais homogêneos e isotrópicos. Entretanto, o próprio enunciado da norma
prevê a utilização criteriosa do método para caracterização de materiais anisotrópicos e não
homogêneos. De modo a reduzir a complexidade dos cálculos, foi satisfeita, pelos corpos de
prova confeccionados, a condição geométrica entre comprimento e espessura L/w>20, com isso
a equação para o cálculo de T
1
reduz-se a equação 5.3.2.3.
(
)
(
)
1
33
2
//9465,0 TwLbfmE
fdin
=
(5.3.2.1)
(
)
( ) ( )
(
)
( )
( )
( )
[
]
2
2
4
2
/536,11408,01338,61
/173,22023,01340,8
42
2
1
/868,0/8109,00752,01585,61
Lt
Lt
LtLtT
µµ
µµ
µµ
+++
++
−−+++=
(5.3.2.2)
52
52
(
)
[
]
2
1
/585,61 LwT +=
(5.3.2.3)
Assim, placas planas de material de fundo foram extraídas dos blocos originais (figuras
5.3.1 e 5.3.2). Sua dimensões (180mm de comprimento, 8,3mm de espessura e 61mm de largura)
foram definidas considerando as restrições impostas pelo método utilizado. Uma placa de aço
1020, cujo modulo de elasticidade é conhecido (206 GPa), também teve seu módulo de
elasticidade determinado através da metodologia proposta. Comparando os resultados
experimentais com o valor descrito na literatura para esse metal, pode-se confirmar a viabilidade
da utilização do método para a determinação do módulo de elasticidade dos demais materiais.
Figura 5.3.1 – Placas dos materiais MA-1, MF-A e MF-B.
Figura 5.3.2 – Placas dos materiais MF-SBR, MF-NBR e MF-EPDM.
Para simular a condições livre-livre, necessária à determinação da freqüência natural
fundamental, os corpos de prova foram dispostos sobre um bloco de espuma. Um acelerômetro
Bruel & Kjær tipo 4517 C 001 foi colado junto a um dos vértices de modo a registrar a
aceleração na direção normal ao plano da placa. A excitação foi proporcionada por um leve
impacto de haste plástica equipada com uma ponteira metálica junto ao vértice oposto aquele
onde foi fixado o acelerômetro. O sinal proveniente desse foi convertido em sinal digital, com
taxa de 51,2kHz, pelo analisador de sinais Bruel & Kjær Pulse 3560C. A aquisição de dados teve
como gatilho um sinal de aceleração superior a 100m/s² e atraso selecionado para –10ms em
relação a esse evento. A janela de aquisição utilizada para o acelerômetro foi do tipo transiente
no intervalo de tempo entre 10 e 50ms após o início da aquisição dos dados. O sinal foi analisado
53
53
em tempo real pelo software Pulse 10.0, no qual o autospectrum do sinal foi calculado com
resolução de 3,25Hz.
Tipicamente, a condição de utilização dos materiais de fundo dá-se em temperaturas
superiores a ambiente, devido à dissipação de calor na superfície de atrito do sistema de freios.
Dessa forma a caracterização do módulo de elasticidade dinâmico em temperaturas mais
elevadas é fundamental para que seja conhecida a influência da composição dos materiais de
fundo sobre as propriedades dinâmicas da pastilha de freio em condição reais de uso.
O aquecimento dos corpos de prova deu-se em um forno de resistências elétricas no qual
as amostras foram dispostas sobre uma tela metálica. A temperatura no interior do forno foi
controlada através de um CLP, comparando a temperatura selecionada com o valor medido por
um termopar do tipo K no centro da câmara. A caracterização da freqüência fundamental de
ressonância deu-se nas temperaturas de 23, 50, 85, 125, 175ºC. Para que fosse garantida a
condição de equilíbrio térmico entre as amostras e o fluído no interior da câmara, um termopar
tipo K foi inserido em um bloco do material MF-NBR cujas paredes externas apresentavam o
dobro da espessura dos corpos de prova. Esse material foi selecionado por não contar com fibras
metálicas em sua composição, o que reduz sua condutividade térmica. Dessa forma, quando o
bloco equipado com termopar estivesse em equilíbrio térmico, tanto os materiais dotados de
fibras metálicas em sua composição, MA-1, 406 e 802, como os demais, estariam em situação de
equilíbrio.
5.4. AVALIAÇÃO DAS FREQUENCIAS DOS MODOS DE VIBRAÇÃO DO DISCO DE
FREIO.
Sendo os ruídos de freio do tipo squeal atribuídos, em sua grande maioria, a modos de
vibração instáveis do disco de freio, a determinação da freqüência característica desses modos é
de fundamental relevância para a compreensão das causas dos ruídos registrados durante os
ensaios em dinamômetro. Também é necessário que seja conhecida a variação dessas freqüências
em função das diferentes condições de pressão e temperatura as quais o disco é submetido
durante a frenagem.
Uma vez que a instrumentação necessária para medir a FRF do disco de freio montado
no dinamômetro requer que acelerômetros sejam instalados no próprio disco, não foi possível
reproduzir as condições de temperatura e pressão de frenagem concomitantemente. A
determinação da FRF foi então realizada em duas etapas. A influência da pressão exercida pelas
pastilhas sobre o disco foi determinada a partir da montagem do disco no dinamômetro,
54
54
respeitando a mesma condição utilizada nos ensaios de caracterização do ruído, e instrumentado-
o com dois acelerômetros. Um registrando a vibração fora do plano do disco e outro colocado no
plano o disco na direção radial. Os acelerômetros foram dispostos a 180º do caliper, enquanto a
excitação, realizada através de um martelo de carga, deu-se a 90º de ambos. Para que o sinal dos
acelerômetros tivesse maior clareza, a excitação foi realizada em duas direções: uma normal ao
plano do disco, para proporcionar uma resposta mais clara do acelerômetro colocado junto à
pista de atrito, e outra paralelamente à pista de atrito, no intuito de obter uma melhor resposta do
acelerômetro colocado nessa direção. A resposta vibratória do disco de freio foi avaliada em
diferentes condições de pressão hidráulica fornecidas ao cilindro de rodas: 5 e 25bar. Foi
verificada também a influência das propriedades do material de atrito e do material de fundo da
pastilha de freio, de modo que o ensaio foi realizado com pastilhas equipadas com os materiais
de fundo MF-A, MF-SBR e MF-EPDM.
A influência da temperatura sobre os modos de vibração do disco e freio foi determinada
utilizando o mesmo disco de freio utilizado no procedimento descrito no parágrafo anterior. Esse
foi novamente instrumentado com dois acelerômetros e excitado mediante um impacto
proporcionado através de um martelo de carga. Os pontos de fixação dos acelerômetros, bem
como de excitação, foram os mesmo utilizados no procedimento anterior. Para reproduzir a
condição livre-livre, um bloco de espuma foi utilizado para suportar o disco de freio durante o
ensaio. As FRFs foram determinadas à temperatura ambiente e à 150ºC, tendo a elevação da
temperatura sido realizada em uma estufa elétrica e controlada a partir de um termopar em
contato com a pista de atrito do disco.
Em ambos os ensaios a instrumentação utilizada foi composta por dois acelerômetros
B&K 4393V, sendo seu sinal analógico convertido em sinal digital, com taxa de 51,2kHz, pelo
analisador de sinais Bruel & Kjær Pulse 3560C. A aquisição de dados teve como trigger um
impacto equivalente a 1kN. Em seguida, os sinais foram analisados em tempo real pelo software
Pulse 10, no qual a função H1 foi calculada com resolução de 3,25Hz. A janela de aquisição dos
transdutores foi a mesma utilizada para o ensaio do item 5.2, embora o comprimento da janela
selecionada para os acelerômetros fosse estendido para 310ms após o início da aquisição.
55
55
5.5. QUANTIFICAÇAO DO NÍVEL DE RUÍDO EM DINAMÔMETRO.
Procedimentos em dinamômetro visando simular condições críticas de uso do sistema de
freios são ferramentas bastante utilizadas no desenvolvimento de componentes para esse sistema.
Em muitos casos, dado ao esforço e know-how necessários ao seu desenvolvimento, esses
procedimentos não são divulgados fora das empresas que os criaram. Para caracterização do
nível de pressão sonora, da recorrência e situações em que ruídos do tipo squeal são
reproduzidos, todos os grandes fabricantes mundiais detêm procedimentos específicos e
sigilosos. Entretanto, grande parte deles é baseado em um procedimento que se tornou mais
difundido para avaliação de ruído em dinamômetro na indústria automotiva atual: o SAE J2521.
Com o objetivo de obter o maior número de ocorrências de ruído num menor período de
teste, o procedimento desenvolvido pelo comitê da Society of Automotive Engineering (SAE)
realiza frenagens nas condições mais propícias ao aparecimento de squeals. Para isso, sua matriz
de teste é composta de frenagens a baixíssimas pressões e velocidades, a fim de simular
situações em que o motorista apenas apóia o pé sobre o pedal de freio durante manobras de
estacionamento. A velocidade durante o ensaio, bem como a temperatura, varia em intervalos
que correspondem à utilização normal do sistema de freios em veículo. Entretanto, a pressão
utilizada nunca excede 30bar – valor inferior àquele utilizado em grande parte das frenagens
realizadas por motoristas em seu dia-a-dia, mas que constitui uma típica frenagem de
desaceleração leve, na qual a o sistema de freio está mais propenso a ocasionar ruídos. A
seqüência de frenagens é divida em cinco sessões que repetem-se de maneira cíclica (fig. 5.5.1):
• Drag Module: frenagens à 3 e 10km/h, em velocidade constante, são realizadas
com pressões entre 2,5 e 30bar e temperaturas iniciais entre 50 e 300ºC (medida
tomada a 2mm da superfície de atrito do disco de freio através de um termopar
tipo K). De modo a aumentar ainda mais a severidade de frenagens como essa, o
valor de pressão é modulado durante a frenagem e varia de -2,5bar a 2,5 em
relação ao valor médio (fig. 5.5.2).
• Intermetiate Conditioning and Warm-Up Module: frenagens de 50 a 0km/h, com
pressões entre 5 e 30bar e temperaturas iniciais de frenagem de 100 e 150ºC.
• Backward / Forward: frenagens com sentido de giro do disco, simulando
deslocamentos à frente e à ré. A velocidade é mantida constante à 3km/h e a
temperatura inicial varia entre 50ºC e 150ºC.
56
56
• Deceleration Module: frenagens de 50 a 0km/h, com pressões entre 5 e 30bar e
temperaturas iniciais de frenagem de 50 e 250ºC.
• Friction Characteristic Value: seis frenagens de 80 a 30km/h, com 30bar de
pressão hidráulica e temperatura inicial de 100ºC. É utilizado para determinar o
coeficiente de atrito característico entre pastilha e disco.
Após três ciclos compostos pela repetição das sessões descritas, um ciclo de fade por
temperatura é realizado. Nessa etapa, o material de atrito é submetido a temperaturas extremas
como conseqüência da desaceleração exigida pelo procedimento, 0,4g em frenagens de 100 a
0km/h, e da temperatura inicial que chega a 550ºC. Como conseqüência, as características de
atrito do material de fricção são severamente alteradas, tendendo normalmente o coeficiente de
atrito reduzido devido ao colapso da matriz fenólica na região próxima a superfície de atrito e a
alteração das ligações químicas dos componentes utilizados. A alteração das propriedades de
atrito induz uma modificação na condição de excitação do sistema vibratório composto por
disco, pastilha e caliper. É bastante comum observar tanto a redução quanto o aumento do
número de ocorrências de ruído no ciclo que sucede a etapa de fade, bem como a alteração das
freqüências dos sons emitidos.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
1 201 401 601 801 1001 1201 1401 1601 1801
Frenagens
Temperatura °C
Figura 5.5.1 – Temperatura inicial de frenagem durante as sessões do procedimento SAE
J2521.
57
57
Figura 5.5.2 – Perfil de pressão de acionamento durante frenagem. [SAE J2521, 2006]
Tendo em vista que o principal objetivo do procedimento de teste em questão é
determinar a propensão do sistema de freio a gerar ruídos de alta freqüência, é fundamental que
as condições reais de montagem do sistema sejam reproduzidas no dinamômetro. É com esse
intuito que o procedimento recomenda a utilização do conjunto completo de suspensão do
veículo para suportar o cáliper e disco de freio (fig. 5.5.3). A deflexão da suspensão devido ao
peso do veículo é simulada através de cabos de aço que tracionam bandeja de suspensão,
comprimindo mola e amortecedor e mantendo a suspensão na exata posição em que se encontra
no veículo. Nessa configuração, pode-se aumentar reprodutibilidade dos resultados encontrados
em dinamômetro com aqueles obtidos em veículo, principalmente para aqueles eventos de ruído
cuja freqüência esta entre 1 e 2kHz. Nessa região o amortecimento induzido por buchas e
acoplamentos do sistema de suspensão pode minimizar ou alterar a característica do ruído
produzido pelo sistema.
Figura 5.5.3 – Suspensão dianteira suportando o sistema de freio a disco durante o
ensaio SAE J2521.
58
58
Dada a necessidade de limitar-se a influência de ruídos externos durante o ensaio, o
dinamômetro utilizado dispunha de uma câmara acústica responsável por envolver a área
circunvizinha ao sistema de freio. Isso permitiu que o ruído de fundo atendesse o requisito
estipulado pela norma que estabelece seu valor máximo como sendo 10dB(A) menor do que o
valor estabelecido como limite para que o ruído produzido durante uma determinada frenagem
seja registrado (70dB(A)). Na prática, o ruído de fundo não deve ultrapassar 60dB(A) na banda
de freqüências que se estende de 0,9kHz a 17kHz. O transdutor especificado para a captura do
evento de ruído no interior da câmara trata-se de um microfone do tipo “campo livre” que deve
ser posicionado, em relação ao sistema de freio, conforme a figura 5.5.4.
Figura 5.5.4 – Posicionamento do microfone em relação ao sistema de freio. [SAE
J2521, 2006]
Materiais comumente utilizados como isolantes sonoros, tais como a espuma acústica,
apresentam também pequena condutividade térmica. Esse fato aliado a grande dissipação de
energia em forma de calor oriunda do evento de frenagem faz com que o interior da câmara
acústica apresente uma elevação na temperatura durante o ensaio. Isso inviabiliza o resfriamento
do sistema de freio em curtos espaços de tempo, o que aumenta drasticamente o tempo de ensaio.
Dessa forma, para reduzir o tempo total de ensaio, a norma SAE J2521 prevê a utilização de uma
câmara climática, responsável por resfriar o ambiente no interior da câmara acústica e controlar a
umidade relativa do ar. Os valores estabelecidos para temperatura do ar de resfriamento e
umidade relativa no interior da câmara são respectivamente: -10 a 40ºC e 20 a 90% (SAE J2521,
2006).
Para o trabalho desenvolvido, o ensaio previsto na SAE J2521 ver. 2006 foi utilizado para
comparar o desempenho dos diferentes materiais de fundo quando solicitados em condição de
uso. Uma vez que a matriz de testes mantém um padrão cíclico de etapas de modo que, ao final
59
59
do teste, as condições de frenagem são repetidas por quatro vezes, foi possível avaliar a evolução
no desempenho das amostras. Informações sobre a freqüência do ruído, temperatura inicial, final
e média, torque, coeficiente de atrito instantâneo, pressão do sistema hidráulico e nível de
pressão sonora foram gravadas em todas as frenagens.
Um primeiro ensaio, sem o objetivo de verificar a propensão a ocorrência de ruído, foi
realizado, com uma pastilha construída com material de atrito MA-1 e desprovida de material de
fundo, para determinar a temperatura na qual a região junto à plaqueta se encontra durante as
diferentes etapas do procedimento de testes em questão. Para isso, um termopar tipo K adicional
foi colocado em um orifício aberto no material de atrito junto à plaqueta. A temperatura
registrada corresponde àquela em que essa região se encontrava nos momentos finais da
frenagem. Dessa forma Foi constatado que a temperatura do material de fundo atinge ate 220ºC
na etapa “Drag Module” e chega a aproximadamente 320ºC durante a etapa de fade (fig. 5.5.5).
50
150
250
350
450
550
980 1080 1180 1280 1380 1480
Initial Temp [ºC] Under layer Temp [ºC]
Figura 5.5.5 – Temperatura na região do material de fundo durante o ensaio SAE
J2521.
60
60
6. RESULTADOS:
6.1. ENSAIO DE COMPRESSIBILIDADE
Os resultados obtidos para a deflexão dos compósitos moldados à pastilha, a partir do
ensaio de compressibilidade de 15 amostras de cada grupo, mostram claramente a diferença entre
as famílias de matérias analisadas. Tanto o gráfico 6.1.1 como a tabela 6.1.1 ressalta a natureza
mais rígida do conjunto formado pelo material de atrito e material de fundo de pastilhas que
utilizam materiais de fundo de matriz fenólica em relação àqueles dotados de materiais de fundo
de matriz elastomérica.
Analisando somente os resultados das amostras produzidas com materiais de fundo de
matriz elastomérica pode ser observado que dois materiais, MF-Cl e MF-Si, destoam dos demais.
Suas compressibilidades médias são significativamente maiores e seus valores apresentam-se
bastante dispersos.
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
MA-1
M
F
-A
MF-B
MF-Cl
MF-S
BR
M
F
-N
BR
MF-EPDM
MF-Si
Gráfico 6.1.1 – Resultados médio de compressibilidade das amostras.
Formulações 30.01.150 30.01.406 30.01.802 555.557 555.558 555.559 555.560 555.561
Deflexão Média [µm] 95,1 100,3 101,4 128,5 115,5 118,0 107,1 139,0
Desvio Padrão
3,4 7,4 4,5 17,3 8,6 4,5 6,9 20,0
% em relação ao
material 30.01.150
100% 106% 107% 135% 121% 124% 113% 146%
Resultado do ensaio de compressibilidade - 15 amostras
Tabela 6.1.1 – Resultados do ensaio de compressibilidade das amostras.
MA-1
MF-A
MF-B
MF-Cl
MF-SBR
MF-
NBR
MF-
EPDM
MF-Si
61
61
O comportamento induzido pelos materiais MF-Cl e MF-Si às amostras pode ser
explicado mediante a análise visual de sua porosidade. Esses materiais apresentaram uma matriz
menos coesa quando comparados com os demais, sendo o problema evidenciado pelas bolhas e
descontinuidades presentes. Uma vez que esses defeitos têm formação aleatória, é natural que a
dispersão dos resultados de compressibilidade seja maior. Também em decorrência das
descontinuidades e defeitos, esses materiais não apresentaram resistência mecânica suficiente
para suportar o ensaio em dinamômetro. O primeiro desprendeu-se por completo da plaqueta
metálica e o segundo permitiu a translação do material de atrito sobre a plaqueta. Igualmente, foi
impossível obter corpos de prova para os demais ensaios mecânicos previstos devido à
ocorrência de bolhas. Por esses motivos, as amostras confeccionadas com materiais de fundo
MF-Cl e MF-Si foram excluídas dos demais comparativos.
Realizou-se a análise estatística dos dados obtidos para verificar através de ANOVA, com
coeficiente alpha igual a 0,05, a diferença entre as médias dos grupos de amostras. O resultado
obtido (tabela 6.1.2) mostra que não existe diferença significativa entre as populações de dados
das amostras equipadas com materiais de fundo MF-A e MF-B. As demais populações foram
consideradas diferentes entre si.
Médias Diferença Médias Diferença Médias Diferença Médias Diferença Médias Diferença
F-E
2,28
E-D 8,41 D-C 5,72 C-B
1,02
B-A 5,24
F-D 10,70 E-C 14,13 D-B 6,73 C-A 6,25
F-C 16,41 E-B 15,15 D-A 11,97
F-B 17,43 E-A 20,38
F-A 22,67
Média A = 30.01.150 0,05
Média B = 30.01.406 2,31
Média C = 30.01.802 35
Média D = 555.560 4,52
Média E = 555.558
Média F = 555.559
F crítico:
F calculado:
Limite de decisao:
Fator Alpha
Tabela 6.1.2 – Resultados da análise de ANOVA dos resultados obtidos para os diferentes
grupos de amostras.
Média A
=
MA-
1
Média B
=
MF-
A
Média C
=
MF-
B
Média D
=
MF-
SBR
Média E
=
MF-
NBR
Média F
=
MF-
EPDM
62
62
6.2. AVALIAÇÃO DE FREQUENCIAS NATURAIS E AMORTECIMENTO EM
PASTILHAS DE FREIO.
6.2.1. MAPEAMENTO DOS QUATRO PRIMEIROS MODOS DE VIBRAÇÃO
O mapeamento da geometria dos quatro primeiros modos de vibração das pastilhas de
freio utilizadas no trabalho desenvolvido provou-se possível através da identificação das linhas
nodais desses modos. Para ilustrar o procedimento realizado foram montadas quatro
representações dessas linhas para os quatro primeiros modos de vibração (figuras 6.2.1.1 a
6.2.1.4). Nelas, os pontos azuis destacam a região na qual foi realizada a excitação através do
martelo de carga. O objetivo foi verificar, através das FRFs calculadas a partir do sinal
proveniente do acelerômetro e do martelo de carga, as regiões nas quais a excitação resultaria na
redução da energia associada a um dos picos correspondente a algum dos quatro primeiros
modos de vibração. Uma vez que a geometria da peça apresenta simetria bilateral, a
determinação experimental da localização das linhas nodais pôde ser feita apenas em um dos
lados da pastilha, como pode ser verificado pela posição dos pontos azuis nas figuras
subseqüentes. Os resultados obtidos foram então extrapolados para a porção simétrica da peça.
Na amostra analisada, a freqüência de ressonância associada ao primeiro modo de
vibração, identificado como sendo um modo de flexão, ocorre a 2,57kHz. Para o segundo modo,
identificado como sendo de flexão, a freqüência característica foi de 3,84kHz. O segundo modo
de torção e o segundo modo de flexão apresentaram freqüências características de 5,47 e 7,3kHz,
respectivamente.
Figura 6.2.1.1 – Linhas nodais do primeiro modo de flexão.
63
63
Figura 6.2.1.2 – Linhas nodais do primeiro modo de torção.
Figura 6.2.1.3 – Linhas nodais do segundo modo de flexão.
64
64
Figura 6.2.1.4 – Linhas nodais do segundo modo de torção.
6.2.2 DETERMINAÇÃO DAS FREQÜÊNCIAS DE RESSONÂNCIA
A partir da localização aproximada das linhas nodais foi possível definir uma posição
ideal para a excitação dos quatro primeiros modos de vibração em um único evento (fig. 6.2.2.1).
Assim, a FRF mediada para as amostras analisadas apresentou uma silhueta característica como
a representada na figura 6.2.2.2. Alterações nas freqüências dos picos, bem como da energia
associada a esses, foram verificadas em função do amortecimento conferido por alguns materiais
de fundo à pastilha. Houve casos em que a redução de alguns picos de ressonância foi severa ao
ponto desses não mais poderem ser distinguidos.
Figura 6.2.2.1 – Pontos de impacto e de fixação do transdutor na pastilha de freio.
65
65
Figura 6.2.2.2 – Autospectrum H1 típico obtido a partir da configuração apresentada na figura
6.2.2.1.
O valor médio dos dados referentes à freqüência natural dos modos de vibração de
interesse, obtidos à temperatura ambiente a partir de 10 amostras de cada um dos grupos, foi
inserido nos gráficos de 6.2.2.1 a 6.2.2.4.
2825,7
2744,0
2432,8
2466,7
2503,5
2432,8
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
3400
3600
3800
4000
MA-1 MF-A MF-B MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Freqüência [Hz]
5156,3
5475,1
5357,5
5156,3
6032,4
6390,5
5000
5200
5400
5600
5800
6000
6200
6400
6600
6800
7000
MA-1 MF-A MF-B MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Freqüência [Hz]
Gráfico 6.2.2.1 e 6.2.2.2 – Freqüência natural média do primeiro e segundo modos de flexão.
Frequency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 1 (Magnitude)
Working : PD977 8 dina : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
20
40
60
80
100
120
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 1 (Magnitude)
Working : PD977 8 dina : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
20
40
60
80
100
120
[Hz]
[(m/s²)/N]
1º Modo de
Flexão
1º Modo de
Torção
2º Modo de
Flexão
2º Modo de
Torção
66
66
4388,8
4219,8
3547,3
3812,7
3858,2
3547,3
3000
3200
3400
3600
3800
4000
4200
4400
4600
4800
5000
5200
5400
5600
5800
6000
MA-1 MF-A MF-B MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Freqüência [Hz]
6825,2
7445,1
6740,4
6825,2
8116,3
8540,5
6000
6200
6400
6600
6800
7000
7200
7400
7600
7800
8000
8200
8400
8600
8800
9000
MA-1 MF-A MF-B MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Freqüência [Hz]
Gráfico 6.2.2.3 e 6.2.2.4 – Freqüência natural média do primeiro e segundo modos de torção.
Os gráficos mostram, mais uma vez, uma clara distinção entre os resultados das amostras
construídas com materiais de fundo usuais ou sem material de fundo e aqueles projetados
especialmente para esse trabalho. Os primeiros, mais rígidos, induziram uma elevação nos
valores das freqüências naturais, para os modos de vibração analisados, em relação às amostras
equipadas com materiais do segundo grupo. Sendo a freqüência dos modos de vibração
diretamente proporcionais a rigidez do sólido, esse resultado já era esperado. Percebe-se também
a homogeneidade da camada de material de fundo colocada, sob o material de atrito, em todas as
amostras. Isso pode ser inferido através da análise comparativa dos valores médios obtidos para
cada material que se mantiveram igualmente ordenados nos gráficos apresentados.
Após a análise das amostras à temperatura ambiente, três peças foram selecionadas
aleatoriamente para que o mesmo procedimento fosse realizado em temperaturas de 50, 85, 125
e175ºC. Os resultados obtidos com as amostras que utilizaram materiais de fundo usuais foram
colocados em gráficos separados daquelas construídas com material de fundo de matriz
elastomérica para facilitar a visualização da tendência das curvas de dados (gráficos 6.2.2.5 a
6.2.2.12).
2000
2200
2400
2600
2800
3000
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Freqüência [Hz]
MA-1 MF-A MF-B
2000
2200
2400
2600
2800
3000
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Freqüência [Hz]
MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Gráfico 6.2.2.5 e 6.2.2.6 – Variação na freqüência natural média do primeiro modo de flexão.
67
67
4500
4700
4900
5100
5300
5500
5700
5900
6100
6300
6500
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Freqüência [Hz]
MA-1 MF-A MF-B
4500
4700
4900
5100
5300
5500
5700
5900
6100
6300
6500
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Freqüência [Hz]
MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Gráfico 6.2.2.7 e 6.2.2.8 – Variação na freqüência natural média do segundo modo de flexão.
3000
3200
3400
3600
3800
4000
4200
4400
4600
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Freqüência [Hz]
MA-1 MF-A MF-B
3000
3200
3400
3600
3800
4000
4200
4400
4600
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Freqüência [Hz]
MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Gráfico 6.2.2.9 e 6.2.2.10 – Variação na freqüência natural média do primeiro modo de torção.
4500
4700
4900
5100
5300
5500
5700
5900
6100
6300
6500
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Freqüência [Hz]
MA-1 MF-A MF-B
4500
4700
4900
5100
5300
5500
5700
5900
6100
6300
6500
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Freqüência [Hz]
MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Gráfico 6.2.2.10 e 6.2.2.11 – Variação na freqüência natural média do segundo modo de torção.
O comportamento das freqüências registradas para os quatro primeiros modos de
vibração das pastilhas analisadas demonstra haver uma redução logarítmica das freqüências em
função da temperatura. Entretanto, a intensidade dessa redução depende do material que está
sendo analisado. A tabela 6.2.2.1 traz a variação em percentual entre a freqüência medida a 23 e
175ºC e demonstra haver diferença entre o comportamento das amostras nas quais os materiais
MA-1 e MF-A foram utilizados e das demais amostras. Esses materiais induzem variação
aproximadamente 50% menor, o que era esperado em função da maior estabilidade térmica da
68
68
resina fenólica a temperaturas elevadas. Apesar disso, amostras com material MF-B, no qual a
resina fenólica também é utilizada, apresentaram um comportamento intermediário entre as
amostras já citadas e aquelas confeccionadas com materiais de fundo cuja matriz é composta por
um elastômero.
Tabela 6.2.2.1 – Variação na freqüência natural média entre 23 e 175ºC.
6.2.3. DETERMINAÇÃO DO AMORTECIMENTO ASSOCIADO AOS PICOS DE
RESSONÂNCIA
Sendo o principal objetivo desse trabalho à avaliação do amortecimento introduzido às
pastilhas de freio por materiais de fundo utilizados, os resultados expressos nos gráficos de
6.2.3.1 a 6.2.3.4 validam a hipótese de que os materiais de matriz elastomérica (produzidos a
partir de NBR, SBR e EPDM), quando utilizados como materiais de fundo, aumentam
significativamente o fator de perda relacionado aos picos de ressonância dos modos de vibração.
Ainda é possível perceber que a dispersão dos resultados também aumentou para aquelas
amostras que utilizaram tais materiais de fundo.
3,00E-02
3,29E-02
2,60E-02
1,71E-02
1,68E-02
1,52E-02
0,00E+00
1,00E-02
2,00E-02
3,00E-02
4,00E-02
5,00E-02
6,00E-02
7,00E-02
MA-1 MF-B MF-B MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Fator de perda (η)
Gráfico 6.2.3.1 – Fator de perda associado ao primeiro modo de flexão.
Freqüência [Hz] Variação Freqüência [Hz] Variação Freqüência [Hz] Variação Freqüência [Hz] Variação
23ºC
2765 6140 4248 8233
175ºC
2623 5757 4025 7777
23ºC
2752 6065 4130 8042
175ºC
2490 5329 3692 7123
23ºC
2833 6415 4394 8575
175ºC
2665 6004 4125 8021
23ºC
2530 5444 3833 7369
175ºC
2206 4719 3329 6402
23ºC
2506 5483 3840 7423
175ºC
2196 4621 3242 6294
23ºC
2459 5179 3542 6827
175ºC
2155 4548 3101 6054
Temperatura
1º modo de flexão 1º modo de torção 2º modo de flexão 2º modo de torção
13%
15%
11%
13%
16%
6%
11%
6%
12%
5%
11%
6%
13%
16%
12%
6%
12%
6%
555.558
555.559
30.01.406
555.560
5%
10%
6%
13%
12%
12%
30.01.150
30.01.802
MA
-
1
MF
-
A
MF-B
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
69
69
4,07E-02
5,45E-02
3,78E-02
2,35E-02
2,66E-02
2,38E-02
0,00E+00
1,00E-02
2,00E-02
3,00E-02
4,00E-02
5,00E-02
6,00E-02
7,00E-02
MA-1 MF-A MF-B MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Fator de perda (η)
Gráficos 6.2.3.2 – Fator de perda associado ao primeiro modo de torção.
1,35E-02
1,62E-02
1,72E-02
2,84E-02
5,01E-02
3,73E-02
0,00E+00
1,00E-02
2,00E-02
3,00E-02
4,00E-02
5,00E-02
6,00E-02
7,00E-02
MA-1 MF-A MF-B MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Fator de perda (η)
Gráficos 6.2.3.3 – Fator de perda associado ao segundo modo de flexão.
1,47E-02
1,74E-02
1,78E-02
3,00E-02
4,52E-02
4,08E-02
0,00E+00
1,00E-02
2,00E-02
3,00E-02
4,00E-02
5,00E-02
6,00E-02
7,00E-02
MA-1 MF-A MF-B MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Fator de perda (η)
Gráficos 6.2.3.4 – Fator de perda associado ao segundo modo de torção.
70
70
A análise estatística dos dados foi realizada para determinar a diferença entre a média do
fator de perda nos quatro modos analisados. O resultado obtido demonstra que apenas as
amostras com os materiais de fundo MA-1 e MF-B não apresentam diferenças significativas
entre as médias de suas populações para: o primeiro modo de flexão, o primeiro de torção e o
segundo de torção. A análise estatística (tabelas 6.2.3.1 e 6.2.3.2) não atesta diferença
significativa entre as médias dos grupos que utilizam os materiais MA-1, MF-A e MF-B nesse
modo. Para os materiais projetados, apenas os grupos de amostras com materiais MF-SBR e MF-
EPDM no segundo modo de flexão e MF-NBR e MF-EPDM no segundo modo de torção não
apresentaram distinção significativa entre si.
Tabela 6.2.3.1 – Tabela de ANOVA para os materiais de matriz termofíxa.
Tabela 6.2.3.2 – Tabela de ANOVA para os materiais de matriz elastomérica.
A medição do amortecimento de três peças de cada grupo de amostras deu-se a 23, 50,
85, 125 e 175ºC, possibilitando verificar que o fator de perda de cada um dos modos de vibração
é reduzido em função do aumento da temperatura. Todavia, a redução não se comporta de
maneira uniforme para todas as amostras testadas. Avaliando os resultados expostos nos gráficos
de 6.2.3.5 a 6.2.3.12, percebe-se que o fator de perda das amostras dotadas dos materiais MA-1 e
MF-A apresentam um declínio abrupto até a temperatura de 85ºC. A partir dessa temperatura o
valor tende a se estabilizar e permanecer constante até 175ºC. As amostras que utilizaram o
material MF-B apresentaram um comportamento diferente de qualquer outro material analisado,
1º modo de flexão 1º modo de torção 2º modo de flexão 2º modo de torção
F crítico
3,31 3,31 3,31 3,31
F calculado 54,38 114,20 1,91 69,52
Limite de decisao 4,19E-04 5,39E-04 3,52E-03 6,18E-04
Média A
30.01.406 30.01.406 30.01.802 30.01.406
Média B
30.01.150 30.01.150 30.01.406 30.01.150
Média C
30.01.802 30.01.802 30.01.150 30.01.802
B-A 1,64E-03 -2,72E-03 -2,93E-04 -2,80E-03
C-A 1,90E-03 -3,71E-03 -2,94E-03 -3,13E-03
C-B 2,62E-04 -9,93E-04 -2,65E-03 -3,24E-04
MA-1
MF-A
MF-B
MA-1
MF-A
MF-B
MA-1
MF-A
MF-B
MA-1
MF-A
MF-B
1º modo de flexão 1º modo de torção 2º modo de flexão 2º modo de torção
F crítico
3,13 3,13 3,13 3,13
F calculado
14,46 42,16 39,59 19,95
Limite de decisao
2,75E-03 5,31E-03 4,44E-03 5,29E-03
Média A
555.558 555.558 555.558 555.558
Média B
555.560 555.560 555.560 555.560
Média C
555.559 555.559 555.559 555.559
B-A
3,67E-03 8,47E-03
-2,42E-03
-1,03E-02
C-A
6,96E-03 2,27E-02 -1,72E-02 -1,55E-02
C-B
3,29E-03 1,43E-02 -1,48E-02
-5,16E-03
MF-EPDM
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
MF-SBR
MF-NBR
71
71
sendo seu maior fator de perda à temperatura de 50ºC e não à temperatura ambiente, como nos
demais. Percebe-se também uma redução na taxa de redução do fator de perda a partir de 125ºC.
Novamente essas amostras apresentam propriedades intermediárias àquelas equipadas com
materiais de fundo de matriz fenólica e as equipadas com materiais de fundo de matriz
elastomérica.
1,00E-02
1,50E-02
2,00E-02
2,50E-02
3,00E-02
3,50E-02
4,00E-02
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Fator de perda (η)
MA-1 MF-A MF-B
Gráfico 6.2.3.5 – Variação do fator de perda associado ao primeiro modo de flexão para
materiais de fundo de matriz termofíxa.
1,00E-02
1,50E-02
2,00E-02
2,50E-02
3,00E-02
3,50E-02
4,00E-02
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Fator de perda (η)
MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Gráfico 6.2.3.6 – Variação do fator de perda associado ao primeiro modo de flexão para
materiais de fundo de matriz elastomérica.
72
72
1,00E-02
1,50E-02
2,00E-02
2,50E-02
3,00E-02
3,50E-02
4,00E-02
4,50E-02
5,00E-02
5,50E-02
6,00E-02
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Fator de perda (η)
MA-1 MF-A MF-B
Gráfico 6.2.3.7 – Variação do fator de perda associado ao primeiro modo de torção para
materiais de fundo de matriz termofíxa.
1,00E-02
1,50E-02
2,00E-02
2,50E-02
3,00E-02
3,50E-02
4,00E-02
4,50E-02
5,00E-02
5,50E-02
6,00E-02
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Fator de perda (η)
MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Gráfico 6.2.3.8 – Variação do fator de perda associado ao primeiro modo de torção para
materiais de fundo de matriz elastomérica.
73
73
1,50E-02
2,00E-02
2,50E-02
3,00E-02
3,50E-02
4,00E-02
4,50E-02
5,00E-02
5,50E-02
6,00E-02
6,50E-02
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Fator de perda (η)
MA-1 MF-A MF-B
Gráfico 6.2.3.9 – Variação do fator de perda associado ao segundo modo de flexão para
materiais de fundo de matriz termofíxa.
1,50E-02
2,00E-02
2,50E-02
3,00E-02
3,50E-02
4,00E-02
4,50E-02
5,00E-02
5,50E-02
6,00E-02
6,50E-02
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Fator de perda (η)
MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Gráfico 6.2.3.10 – Variação do fator de perda associado ao segundo modo de flexão para
materiais de fundo de matriz elastomérica.
74
74
1,00E-02
1,50E-02
2,00E-02
2,50E-02
3,00E-02
3,50E-02
4,00E-02
4,50E-02
5,00E-02
5,50E-02
0 50 100 150 200
Temperatura [ºC]
Fator de perda (η)
MA-1 MF-A MF-B
Gráfico 6.2.3.11 – Variação do fator de perda associado ao segundo modo de torção para
materiais de fundo de matriz termofíxa.
1,00E-02
1,50E-02
2,00E-02
2,50E-02
3,00E-02
3,50E-02
4,00E-02
4,50E-02
5,00E-02
5,50E-02
0 50 100 150 200
Fator de perda (η)
MF-SBR MF-NR MF-EPDM
Gráfico 6.2.3.12 – Variação do fator de perda associado ao segundo modo de torção para
materiais de fundo de matriz elastomérica.
As pastilhas com os materiais de fundo MF-SBR, MF-NBR e MF-EPDM apresentaram
fatores de perda sempre mais elevados àqueles obtidos com os demais materiais de fundo. Esse
resultado condiz com o comportamento esperado para essas amostras, dada a maior quantidade
de material viscoelástico elastomérico introduzido nos compósitos MF-SBR, MF-NBR e NF-
EPDM. Observa-se também que a taxa de redução mostra-se característica de cada material,
sendo que o MF-NBR proporciona um maior fator de perda em temperaturas entre 23 e 85ºC,
apresentando, nesse intervalo, uma redução abrupta e quase linear em função da temperatura. O
material MF-SBR segue um comportamento semelhante embora o fator de perda das amostras
equipadas com ele seja bastante inferior àquele proporcionado pelo material MF-SBR. O
75
75
material MF-EPDM induz um fator de perda intermediário entre os outros dois materiais a 23ºC,
porém seu decréscimo é bastante acentuado num pequeno intervalo de temperatura entre 23 e
50ºC. À 175ºC o fator de perda agregado pelo material de fundo assume praticamente o mesmo
valor para todas as amostras equipadas com compósitos de matriz elastomérica.
6.2.4. RELAÇÃO ENTRE FATOR DE PERDA E A COMPRESSIBILIDADE DAS
AMOSTRAS
Usualmente na indústria de materiais de fricção associa-se um material mais
compressível a uma melhor performance acústica dos sistemas de freio. Canali (2002)
comprovou essa relação relacionando o coeficiente de fricção e a deflexão no ensaio de
compressão à ocorrência de ruídos. Muitas vezes assume-se que um aumento na
compressibilidade também acarreta um aumento no amortecimento intrínseco da pastilha de
freio. Isso se deve ao fato de que a maneira mais comum de aumentar a compressibilidade de
uma formulação se dá mediante a adição de maiores quantidades de pré-mistura, essa usualmente
rica em elastômeros.
Comparando os dados de amortecimento a temperatura ambiente com os resultados de
compressibilidade dos grupos de amostras, percebe-se que a suposta relação entre o
amortecimento e a compressibilidade do material de atrito não foi verificada através dos dados
obtidos. O gráfico 6.2.4.1 relaciona os resultados médios do ensaio de compressibilidade e o
fator de perda médio correspondente ao primeiro modo de vibração, à temperatura ambiente, das
quinze amostras analisadas. A interpolação linear desses só é possível com o R
2
de
aproximadamente 0,73, ou seja, existe uma fraca relação entre essas duas propriedades. Uma vez
que os valores médios do fator de perda para os demais modos de vibração analisados seguem o
mesmo padrão observado para primeiro modo, verifica-se semelhante relação entre esses e os
valores médios de compressibilidade.
76
76
y = 0,0007x - 0,0537
R
2
= 0,7228
y = 0,0012x - 0,0885
R
2
= 0,7229
0,00E+00
1,00E-02
2,00E-02
3,00E-02
4,00E-02
5,00E-02
6,00E-02
90 95 100 105 110 115 120
Deflexão [µm]
Fator de perda [η]
Primeiro modo de flexão
Segundo modo de flexão
y = 0,0013x - 0,1138
R
2
= 0,681
y = 0,0012x - 0,0961
R
2
= 0,6406
0,00E+00
1,00E-02
2,00E-02
3,00E-02
4,00E-02
5,00E-02
6,00E-02
90 95 100 105 110 115 120
Deflexão [µm]
Fator de perda [η]
Primeiro modo de torção
Segundo modo de torção
Gráfico 6.2.4.1 – Curvas de tendência da relação entre valores de compressibilidade e fator de
perda.
6.3. DETERMINAÇÃO DO MÓDULO DE ELASTICIDADE ESTÁTICO E DINÂMICO DOS
MATERIAIS DE FUNDO E DE ATRITO
6.3.1. MÓDULO DE ELASTICIDADE ESTÁTICO
A quantificação do módulo de elasticidade estático dos materiais de fundo evidenciou a
diferença entre o comportamento ortotrópico dos compósitos de matriz fenólica e de matriz
elastomérica. Os primeiros apresentaram valores de E
z
(sendo Z o eixo normal à superfície do
77
77
compósito que é comprimida pelo punção da matriz) significativamente menores do que os
valores de E
xy
(sendo o plano XY perpendicular ao eixo Z). Essa tendência também pode ser
verificada para os materiais de matriz elastomérica, com diferença entre E
z
e E
xy
da ordem de 30
a 50% (tabela 6.3.1.1). A anisotropia identificada está de acordo com o modelo desenvolvido por
Al-Qureshi et al. (2006) para o cálculo do módulo de elasticidade em compósitos reforçados por
fibras curtas. Segundo o autor, as fibras orientam-se paralelamente ao plano comprimido pelo
punção (plano XY) no momento da moldagem. Essa orientação define a direção, ou plano, que
apresenta melhores propriedades mecânicas, como foi verificado através dos ensaios com os
materiais de fundo utilizados nesse estudo.
Ez
Desv. Pad.
Exy
Desv. Pad.
Exy/Ez
MA-
1
1684
80,2
3203
238
1,90
MF-
A
1970
121,3
3592
338
1,82
MF-
B
705
52,4
1439
163
2,04
MF-
SBR
228
28,2
336
80
1,47
MF-
NBR
189
17,0
243
39
1,28
MF-EPDM 176 14,1 229 17 1,30
Módulo de Elasticidade [Mpa] - 15 amostras
Tabela 6.3.1.1 – Resultados obtidos para o módulo de elasticidade nas direções Z e XY.
Tal como foi observado no ensaio de compressibilidade, no qual as amostras equipadas
com materiais de fundo construídos com resina fenólica apresentaram rigidez superior aos
demais, o módulo de elasticidade nas direções Z e XY mostra-se superior àqueles obtidos para os
materiais de fundo de matriz elastomérica (gráficos 6.3.1.1 e 6.3.1.2). A análise estatística
mostra não haver diferença entre o módulo de elasticidade das populações equipadas com
materiais de fundo MF-SBR, MF-NBR e MF-EPDM tanto na direção Z como no plano XY
(tabelas 6.3.1.2 e 6.3.1.3).
1684,9
705,7
189,7
176,2
228,8
1970,3
0,0E+00
5,0E+02
1,0E+03
1,5E+03
2,0E+03
2,5E+03
30.01.150 30.01.406 30.01.802 555.558 555.559 555.560
MPa
Gráficos 6.3.1.1– Resultados médios obtidos para o módulo de elasticidade nas direções Z.
MF-EPDM MF-NBR MF-SBR MF-B MF-A MA-1
78
78
1439,2
336,8
3203,5
229,5
243,1
3592,7
0,0E+00
5,0E+02
1,0E+03
1,5E+03
2,0E+03
2,5E+03
3,0E+03
3,5E+03
4,0E+03
4,5E+03
30.01.150 30.01.406 30.01.802 555.558 555.559 555.560
MPa
Gráficos 6.3.1.2 – Resultados médios obtidos para o módulo de elasticidade nas direções XY.
Médias Diferença Médias Diferença Médias Diferença Médias Diferença Médias Diferença
F-E 285,38 E-D 979,23 D-C 476,92 C-B
39,08
B-A
13,54
F-D 1264,62 E-C 1456,15 D-B 516,00 C-A
52,62
F-C 1741,54 E-B 1495,23 D-A 529,54
F-B 1780,62 E-A 1508,77
F-A 1794,15
Média A = 555.560 0,05
Média B = 555.559 2,34
Média C = 555.558 2011
Média D = 30.01.802 53,88
Média E = 30.01.150
Média F = 30.01.406
Fator Alpha
F crítico:
F calculado:
Limite de decisao:
Tabela 6.3.1.2 – Análise de ANOVA dos dados obtidos para
E
z
.
Médias Diferença Médias Diferença Médias Diferença Médias Diferença Médias Diferença
F-E 389,23 E-D 1764,31 D-C 1102,31 C-B 93,77 B-A 13,54
F-D 2153,54 E-C 2866,62 D-B 1196,08 C-A
107,31
F-C 3255,85 E-B 2960,38 D-A 1209,62
F-B 3349,62 E-A 2973,92
F-A 3363,15
Média A = 555.560 0,05
Média B = 555.559 2,34
Média C = 555.558 895,7
Média D = 30.01.802 154,19
Média E = 30.01.150
Média F = 30.01.406
F crítico:
F calculado:
Limite de decisao:
Fator Alpha
Tabela 6.3.1.3 – Análise de ANOVA dos dados obtidos para
E
xy
.
Média A
=
MA-
1
Média B
=
MF-
A
Média C
=
MF-
B
Média D
=
MF-
SBR
Média E
=
MF-
NBR
Média F
=
MF-
EPDM
Média A
=
MA-
1
Média B
=
MF-
A
Média C
=
MF-
B
Média D
=
MF-
SBR
Média E
=
MF-
NBR
Média F
=
MF-
EPDM
MF-EPDM MF-NBR MF-SBR MF-B MF-A MA-1
79
79
6.3.2. MÓDULO DE ELASTICIDADE DINÂMICO
A caracterização do módulo de elasticidade dinâmico dos materiais estudados se mostrou
viável para os materiais de matriz elastomérica, tipicamente menos rígidos e de maior
capacidade de amortecimento, o que dificulta a execução do ensaio dinâmico. Assim, a partir da
instrumentação descrita no capítulo anterior, autoespectrum (figura 6.3.2.1) foram obtidos para
os corpos de prova construídos com os materiais de fundo, onde é possível identificar com
clareza a freqüência de ressonância de interesse, correspondente ao primeiro modo de flexão
(utilizada para calcular o módulo de elasticidade no plano XY), bem como o primeiro modo de
torção e o modo de vibração de corpo rígido. Esse último trata-se do modo associado ao sistema
oscilatório de dois graus de liberdade composto pelo corpo de provas e o bloco de espuma que o
sustentava.
Figura 6.3.2.1 – Autospectrum típico obtido a partir da excitação dos corpos de prova.
Os valores calculados para o módulo de elasticidade dinâmico a temperatura ambiente
mostraram-se condizentes com os fatos relatados na literatura, ou seja, para todas as amostras o
módulo dinâmico foi superior ao módulo de elasticidade obtido em ensaio quasi-estático.
Entretanto, não foi possível relacionar a diferença percentual entre os módulos de elasticidade
estático e dinâmico com a natureza da matriz dos materiais analisados, como mostra o gráfico
6.3.2.1.
Autospectru m(Ac) - Mark 1
Working : 406 1 : Input : FFT Analyzer
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1k 1,1k
0
200m
400m
600m
800m
1
1,2
1,4
1,6
1,8
2
[Hz]
[m/s²] Autospectru m(Ac) - Mark 1
Working : 406 1 : Input : FFT Analyzer
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1k 1,1k
0
200m
400m
600m
800m
1
1,2
1,4
1,6
1,8
2
[Hz]
[m/s²]
Modo de
corpo rígido
1º modo de
flexão
80
80
367%
460%
683%
1022%
276%
539%
0%
200%
400%
600%
800%
1000%
1200%
MA-1 MF-A MF-B MF-SBR MF-NBR MF-
EPDM
Gráfico 6.3.2.1 – Variação percentual entre o módulo elástico dinâmico e estático E
xy
.
Ao serem expostos a temperaturas superiores a ambiente, todos os materiais apresentaram
uma redução significativa no módulo de elasticidade dinâmico. O comportamento para todos foi
semelhante, podendo o decréscimo de Exy ser representado por curvas exponenciais negativas.
Os gráficos 6.3.2.2 e 6.3.2.3 ilustram tal comportamento. O módulo de elasticidade dos materiais
de matriz elastomérica apresenta uma redução mais expressiva quando comparado ao dos
compósitos de matriz fenólica (tabela 6.3.2.1). Essa constatação pode ser atribuída à menor
tolerância à temperatura dos elastômetros utilizados em relação à resina fenólica. Durante o
aquecimento, as ligações intermoleculares formadas durante o processo de vulcanização são aos
poucos desfeitas, o que reduz a rigidez da matriz elastomérica.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
23 50 85 125 175
Temperatura [ºC]
Módulo de elasticidade [GPa]
MA-1 MF-A MF-B MF-SBR MF-NBR MF-EPDM
Tabela 6.3.2.2 – Comportamento do módulo de elasticidade dinâmico em função da temperatura
para todos os materiais de fundo.
81
81
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
1,8
2
23 50 85 125 175
Temperatura [ºC]
Módulo de elasticidade [GPa]
MF-NBR MF-SBR MF-EPDM
Gráfico 6.3.2.3 – Comportamento do módulo de elasticidade dinâmico em função da
temperatura para materiais de matriz formada por elastômeros.
Uma placa de aço 1020 foi submetida ao mesmo procedimento para que o valor
encontrado de Exy fosse comparado com valores conhecidos. A redução do módulo de
elasticidade dinâmico da amostra de aço apresentou comportamento linear em função do
aumento da temperatura. Esse comportamento é coerente com a literatura [Manual of Steel
Construction, 1980].
23ºC 175ºC Variação
30.01.150
11,77 9,99 15,1%
30.01.406
19,36 16,12 16,7%
30.01.802
6,62 4,02 39,3%
555.558
0,93 0,33 64,5%
555.559
1,66 0,53 68,1%
555.560
1,71 0,72 57,9%
Aço 1020
206,15 197,68 4,1%
Exy Dinâmico [Gpa]
Tabela 6.3.2.1 – Variação do módulo de elasticidade dinâmico em função da temperatura.
6.4. AVALIAÇÃO DAS FREQUENCIAS DOS MODOS DE VIBRAÇÃO DO DISCO DE
FREIO.
Ao ser submetido a esforços compressivos de diferentes magnitudes, proporcionados pelo
acionamento do sistema de freio, o disco não apresentou variação significativa nas FRFs obtidas.
A figura 6.4.1 traz sobrepostos os espectros calculados a partir da aceleração transversal à pista
de atrito quando pressões de 5 e 25bar foram aplicadas. Na ocasião dessa medição o caliper foi
equipado com pastilhas confeccionadas com o material de fundo MF-EPDM. Não foi possível
verificar alteração significativa nas freqüências de ressonância bem como na energia associada
MA-
1
MF-
A
MF-
B
MF-
SBR
MF-
NBR
MF-
EPDM
Aço 1020
82
82
aos seus picos. Resultados semelhantes, embora com pequenas modificações na amplitude dos
picos de ressonância, foram obtidos quando o sistema foi equipado com pastilhas dotadas dos
materiais de fundo MF-SBR e MF-A (figuras 6.4.2 e 6.4.3). A alteração na amplitude dos picos
de ressonância pode ser observada na tabela 6.4.1, a qual traz os dados referentes ao
amortecimento calculado para os picos mais destacados no espectro de freqüências. Nota-se um
pequeno aumento no fator de perda dos modos “A”, “C” e “E” quando o sistema foi equipado
com amostras equipadas com material de fundo MF-SBR quando comparado aos resultados
encontrados com as demais amostras.
Frequency Response H1(Ac disco fora d o plano,Martelo) - Mark 1 (M agnitude)
Working : 5bar Pmi s60 fora do plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac disco fora do plano,Martel o) - Mark 1 (M agnitude)
Working : 5bar Pmi s60 fora do plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
[Hz]
[(m/s²)/N]
2106Hz1038Hz
4544Hz
5763Hz
7000Hz
8288Hz
Figura 6.4.1 – FRF do disco de freio, direção normal à pista de atrito, a 5 e 25bar (linhas azul e
laranja respectivamente) – material de fundo MF-EPDM .
Frequency Response H1(Ac disco fora do plan o,Martelo) - Mark 1 (M agn itud e)
Working : 5bar Pmis58 fora do plano : Input : FFT Ana lyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
10 0
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac disco fora do plan o,Martelo) - Mark 1 (M agn itud e)
Working : 5bar Pmis58 fora do plano : Input : FFT Ana lyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
10 0
[Hz]
[(m/s²)/N]
Frequency Response H1(Ac disco fora do plano,Martelo) - Mark 2 (Magn itude)
Working : 5bar 406 fora do pla no : Input : FFT Anal yzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10 k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac disco fora do plano,Martel o) - Mark 2 (M agnitude)
Working : 5bar 406 fora do pla no : Input : FFT Anal yzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10 k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
[Hz]
[(m/s²)/N]
Figura 6.4.2 e 6.4.3 – FRF do disco de freio, direção normal à pista de atrito, a 5 e 25bar
(linhas azul e laranja respectivamente) – materiais de fundo MF-SBR e MF-A .
83
83
Frequencia
[Hz]
555.558 555.560 30.01.406 555.558 555.560 30.01.406
Mado A
1038 1,59E-02 1,04E-02 8,80E-03 1,56E-02 9,32E-03 8,76E-03
Modo B
2106 1,20E-02 1,57E-02 1,71E-02 1,06E-02 1,43E-02 1,61E-02
Modo C
4544 1,17E-02 8,26E-03 8,96E-03 1,23E-02 8,56E-03 1,00E-02
Modo D
5763 5,28E-03 4,80E-03 5,32E-03 4,78E-03 5,14E-03 4,92E-03
Modo E
7000 9,38E-03 7,76E-03 7,90E-03 7,90E-03 7,84E-03 7,82E-03
Modo F
8288 5,88E-03 6,32E-03 6,24E-03 5,66E-03 6,18E-03 6,18E-03
Pressao aplicada no cáliper
25 bar 5 bar
Tabela 6.4.1 – Fator de perda, medido em modos fora do plano do disco, em diferentes
condições.
Quando o mesmo procedimento para a determinação dos modos de vibração coplanares
com a pista de atrito foi utilizado, os resultados repetiram o padrão observado nos modos fora do
plano do disco, ou seja, não houve alterações significativas em freqüências ou amplitudes dos
picos de ressonância em função dos esforço compressivo proporcionado pelo sistema de freio
(figuras 6.4.4 a 6.4.6). O fator de perda associado aos picos também apresentou comportamento
semelhante àquele observado para os modos fora do plano, ou seja, o efeito proporcionado no
sistema pelas amostras com os materiais MF-A e MF-EPDM é semelhante. Entretanto, quando
as amostras com o material MF-SBR são utilizadas os modos “A” e “D” apresentam valores de
fator de perda mais expressivos (tabela 6.4.2).
Frequency Response H1(Ac disco plano,M artelo) - Mark 21 (Magnitude)
Working : 5bar Pmis60 no plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac disco plano,Martelo) - Mark 21 (Magnitude)
Working : 5bar Pmis60 no plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
[Hz]
[(m/s²)/N]
1913Hz
3981Hz
6506Hz
9156Hz
Figura 6.4.4 – FRF do disco de freio, no plano do disco, a 5 e 25bar (linhas azul e laranja
respectivamente) – material de fundo MF-EPDM.
MF-
SBR
MF-
SBR
MF-
EPDM
MF-
EPDM
MF-
A
MF-
A
84
84
Frequency Response H1(Ac disco plano,M artelo ) - Mark 1 (Magnitude)
Working : 5bar Pmis58 no pl ano : Inpu t : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10 k
0
10
20
30
40
50
60
[Hz]
[(m/s²)/N] Freq uency Response H1(Ac disco plano ,M artelo) - Mark 1 (Magni tud e)
Working : 5bar Pmis58 no pl ano : Inpu t : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10 k
0
10
20
30
40
50
60
[Hz]
[(m/s²)/N]
Frequency Response H1(Ac disco plano,M artelo) - Mark 1 (Magnitud e)
Working : 5bar 4 06 no plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
[Hz]
[(m/s²)/N] Freq uency Response H1(Ac disco plano ,M artelo ) - Mark 1 (Magnitud e)
Working : 5bar 4 06 no plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
[Hz]
[(m/s²)/N]
Figura 6.4.5 e 6.4.6 – FRF do disco de freio, no plano do disco, a 5 e 25bar (linhas azul e
laranja respectivamente) – materiais de fundo MF-SBR e MF-A.
Frequencia
[Hz]
555.558 555.560 30.01.406 555.558 555.560 30.01.406
Mado A
1913 8,38E-03 5,04E-03 5,10E-03 5,68E-03 4,54E-03 5,14E-03
Modo B
3981 4,20E-03 3,40E-03 3,40E-03 3,44E-03 3,22E-03 3,48E-03
Modo C
6506 2,44E-03 2,42E-03 2,28E-03 2,52E-03 2,26E-03 2,24E-03
Modo D
9156 5,68E-03 3,80E-03 3,76E-03 1,06E-02 3,28E-03 3,76E-03
Pressao aplicada no cáliper
25 bar 5 bar
Tabela 6.4.2 – Fator de perda, medido em modos no plano do disco, em diferentes
condições.
Quando exposto a temperaturas elevadas, o disco de freio apresenta variação na
freqüência característica dos modos de vibração (figuras 6.4.7 e 6.4.8). O efeito é claramente
atribuído à variação no módulo de elasticidade do ferro fundido cinzento utilizado na confecção
desse componente. Observa-se, pelos espectros levantados, que a variação para modos mais
elevados, embora aparentemente maior do que a dos modos de freqüência mais baixa, apresenta
o mesmo deslocamento percentual entre 1,7 e 2%.
MF-
SBR
MF-
SBR
MF-
EPDM
MF-
EPDM
MF-
A
MF-
A
85
85
Frequency Response H1(Ac,Marte lo) - Mark 2 (Magnitude)
Working : 140ºC posiçao correta no plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac,Marte lo) - Mark 2 (Magnitude)
Working : 140ºC posiçao correta no plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
[Hz]
[(m/s²)/N]
150ºC - 1 663Hz
150ºc - 3806 Hz
150ºC - 8975H z
23ºC - 16 94Hz
23ºC - 3875Hz
23ºC - 91 36Hz
Figura 6.4.7 – FRF do disco de freio, no plano do disco, a 23ºC (azul) e 150ºC (vermelho).
Frequency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 2 (Magnitude)
Working : 140ºC posiçao correta fora do plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 2 (Magnitude)
Working : 140ºC posiçao correta fora do plano : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
[Hz]
[(m/s²)/N]
23ºC - 975Hz
23ºC - 4544Hz
23ºC - 8294Hz
150ºC - 956Hz
150ºC - 4469Hz
150ºC - 8156H z
Figura 6.4.8 – FRF do disco de freio, fora do plano do disco, a 23ºC (azul) e 150ºC (vermelho).
6.5. QUANTIFICAÇAO DO NÍVEL DE RUÍDO EM DINAMÔMETRO.
Os resultados obtidos foram analisados primeiramente quanto ao percentual total de
eventos de ruídos, que segundo a definição da norma SAE J2521 correspondem a sons de
pressão sonora no interior da câmara acústica superiores a 70dB(A) na banda de freqüência que
86
86
se estende de 1 a 18kHz. A primeira amostra a ser submetida ao ensaio, de modo a servir de
referencia para os demais, foi aquela desprovida de material de fundo – MA-1. Nesse ensaio, o
percentual de frenagens nas quais o nível de pressão sonora foi superior ao limite estabelecido
foi de 62,7%. Esse valor pode ser considerado excessivamente alto mesmo para um material de
fricção com elevado coeficiente de atrito, como é o caso do material aqui analisado cujo µ varia
de 0,4 a 0,5. Embora essa característica constitua um problema para um material de produção
regular, trata-se de algo extremamente favorável ao trabalho desenvolvido.
Durante o ensaio realizado foram mapeadas as condições de frenagem que
proporcionaram eventos de ruído. Com base nos dados de pressão, temperatura e velocidade, foi
possível verificar as condições críticas nas quais um maior número de eventos foi registrado,
bem como em qual situação a amplitude do ruído foi maior. Para o ensaio executado com
material de atrito MA-1 (sem material de fundo) foi observado um aumento na ocorrência de
ruídos em função da elevação da pressão hidráulica aplicada, atingindo o número máximo de
ocorrências a 25bar. O gráfico 6.5.1 representa o percentual absoluto de ocorrências de ruído em
cada pressão utilizada, ilustrando esse comportamento.
2,82
7,51
7,77
10,49
14,61
13,88
3,13
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20 25 30
Pressao (bar)
Ocorrencia (% absoluto)
Figura 6.5.1 – Percentual absoluto de ruído durante o ensaio SAE J2521 em diferentes pressões
de acionamento do sistema de freio – Material de atrito MA-1 sem material de fundo.
87
87
Outros dados relevantes a esse trabalho consistem na freqüência característica de cada
ruído e as condições de temperatura e pressão nas quais foram registrados. Os gráficos de 6.5.2 a
6.5.8 concatenam essas informações e, para o caso do material MA-1, indicam uma quantidade
bastante expressiva de picos em freqüências distintas. É possível também perceber que existem
picos claros e definidos em freqüências específicas e que o aumento na temperatura inicial de
frenagem proporciona uma gradativa redução em sua freqüência característica. A origem desse
efeito está relacionada à variação no módulo de elasticidade dos materiais que constituem o para
tribológico.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Frequencia [Hz]
Temperatura [ºC]
0bar
Figura 6.5.2 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em
função da temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito
MA-1 sem material de fundo – Pressão = 0bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Frequencia [Hz]
Temperatura [ºC]
5bar
Figura 6.5.3 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 sem
material de fundo – Pressão = 5bar.
88
88
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Frequencia [Hz]
Temperatura [ºC]
10bar
Figura 6.5.4 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 sem
material de fundo – Pressão = 10bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Frequencia [Hz]
Temperatura [ºC]
15bar
Figura 6.5.5 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 sem
material de fundo – Pressão = 15bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Frequencia [Hz]
Temperatura [ºC]
20bar
Figura 6.5.6 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 sem
material de fundo – Pressão = 20bar.
89
89
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Frequencia [Hz]
Temperatura [ºC]
25bar
Figura 6.5.7 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 sem
material de fundo – Pressão = 25bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Frequencia [Hz]
Temperatura [ºC]
30bar
Figura 6.5.8 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 sem
material de fundo – Pressão = 30bar.
Os dois ensaios subseqüentes tiveram por objetivo avaliar a alteração no desempenho do
sistema de freio quando equipado com pastilhas dotadas de materiais de fundo convencionais, ou
seja, aqueles desenvolvidos para aumentar a adesão entre o material de atrito e a plaqueta.
Durante o ensaio realizado com o par de amostras equipadas com material de fundo MF-A foram
registradas ocorrências de ruído na banda de interesse superiores a 70dB(A) em 67,4% do total
de frenagens (1292 frenagens). O resultado demonstra que esse material de fundo não altera o
desempenho do sistema de freio quanto ao número total de ocorrências de ruído. Entretanto,
percebe-se uma significativa alteração nas freqüências características dos ruídos encontrados
(gráficos de 6.5.9 a 6.5.15), embora a susceptibilidade a frenagens ruidosas mantenha-se
relacionada a pressões mais elevadas (gráfico 6.5.16). Os focos de squeal passaram a acontecer
em freqüências determinadas, formando picos em determinadas regiões do espectro. Os
principais focos permaneceram inalterados, embora os ruídos acima de 11kHz tenham sido
completamente eliminados.
90
90
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
0bar
Figura 6.5.9 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-A – Pressão = 0bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
5bar
Figura 6.5.10 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-A – Pressão = 5bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
10bar
Figura 6.5.11 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-A – Pressão = 10bar.
91
91
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
15bar
Figura 6.5.12 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-A – Pressão = 15bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
20bar
Figura 6.5.13 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-A – Pressão = 20bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
25bar
Figura 6.5.14 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-A – Pressão = 25bar.
92
92
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
30bar
Figura 6.5.15 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-A – Pressão = 30bar.
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20 25 30
Pressão (bar)
Ocorrencia (% absoluto)
Figura 6.5.16 – Percentual absoluto de ruído durante SAE J2521 em diferentes pressões de
acionamento do sistema de freio – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-A
O material de fundo MF-B, quando avaliado sob as mesmas condições, apresentou um
desempenho substancialmente melhor às demais amostras até então avaliadas. Durante o ensaio,
44,8% das frenagens (858 ocorrências) produziram ruído superior a 70dB(A). Isso corresponde a
uma redução de aproximadamente 25% em relação ao resultado obtido com as amostras sem
material de fundo. O material MF-B apresenta elevado percentual de borracha reciclada (moído
de pneus) e NBR em sua composição, embora sua matriz seja ainda fenólica. O fato de haver um
elemento tipicamente elastomérico em uma matriz frágil pode justificar o desempenho obtido.
Quanto às condições nas quais os ruídos foram produzidos, percebeu-se uma modificação
na influência da pressão em relação aos demais ensaios realizados. Frenagens com pressões entre
10 e 30bar proporcionaram percentuais equivalentes de eventos de ruído, como mostra o gráfico
6.5.17. A freqüência dos squeals registrados manteve-se agrupada em picos definidos como no
93
93
resultado do ensaio realizado com as amostras equipadas com o material de fundo MF-A
(gráficos de 6.5.18 a 6.5.24).
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20 25 30
Pressão (bar)
Ocorrencia (% absoluto)
Figura 6.5.17 – Percentual absoluto de ruído durante SAE J2521 em diferentes pressões de
acionamento do sistema de freio – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-B.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
0bar
Figura 6.5.18 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-B – Pressão = 0bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
5bar
Figura 6.5.19 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-B – Pressão = 5bar.
94
94
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
10bar
Figura 6.5.20 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-B – Pressão = 10bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
15bar
Figura 6.5.21 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-B – Pressão = 15bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
20bar
Figura 6.5.22 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-B – Pressão = 20bar.
95
95
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
25bar
Figura 6.5.23 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-B – Pressão = 25bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
30bar
Figura 6.5.24 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-B – Pressão = 30bar.
A avaliação dos materiais de fundo desenvolvidos para esse trabalho foi realizada
conforme a metodologia utilizada na avaliação das amostras anteriores. Os materiais de fundo
MF-Cl e MF-Si, quando submetidos ao ensaio em dinamômetro, não resistiram aos esforços
cisalhantes, oriundos do atrito entre o disco e o material de fricção. Ocorreu, então, o
deslocamento do material de atrito em relação à plaqueta, o que inviabilizou a conclusão do
ensaio. A partir desse momento ambos os materiais foram considerados inapropriados para
desempenhar a função de material de fundo, não sendo, portanto, submetido aos demais ensaios
propostos por esse trabalho. Avaliando as causas da baixa resistência ao cisalhamento do
material MF-Cl, evidenciou-se, através de análise reológica, que o período requerido para
vulcanização de sua matriz cloro-butílica era demasiadamente longo. As amostras equipadas
com esse material e que sofreram cisalhamento no dinamômetro não apresentaram uma ruptura
frágil do material de fundo, mas uma deformação plástica. Aparentemente a vulcanização do
material de fundo completou-se durante o ensaio, devido ao calor resultante do atrito entre o par
96
96
tribológico. Dessa forma, é provável que o período em estufa ao qual foram submetidas as
amostras, bem como a temperatura selecionada, foram insuficientes para promover a completa
vulcanização do material de fundo, o que comprometeu suas propriedades mecânicas. No
material MF-Si, devido à elevada concentração de descontinuidades (bolhas) em sua matriz,
houve a ruptura da região de interface entre material de atrito e material de fundo na pastilha
interna (lado do pistão) do caliper.
As demais formulações desenvolvidas, MF-SBR, MF-NBR e MF-EPDM, não
apresentaram ruptura ou deslocamento quando submetidas às mesmas condições de ensaio,
sendo assim aptas a serem utilizadas como materiais de fundo no presente estudo. Esses
materiais provocaram uma expressiva redução no número total de frenagens onde algum ruído
do tipo squeal foi gerado. Utilizando o par de pastilhas com material de fundo MF-SBR, o
sistema instalado no dinamômetro produziu 406 registros de ruído que representam 21,2% do
total de frenagens executadas. Esse número é ligeiramente inferior àquele registrado com as
amostras dotadas do material de fundo MF-NBR, que totalizou 25,5% (ou 488 ocorrências). A
análise preliminar evidencia que a inclusão de um material elastomérico entre o material de atrito
e a plaqueta proporciona a redução das ocorrências de ruído durante o ensaio proposto.
A redução no número de frenagens ruidosas não refletiu em alteração das características
de pressão de frenagem nas quais o ruído é gerado. Os gráficos de 6.5.25 a 6.5.40 foram
construídos a partir dos resultados obtidos no ensaio das amostras dotadas do material de fundo
MF-SBR e MF-NBR e mantiveram um padrão semelhante àquele encontrado com as amostra
equipadas com material de fundo MF-A, no qual a maioria das ocorrências foi ocasionada em
situações em que o freio era acionado com 25bar de pressão hidráulica. Os resultados dos
ensaios de ambos os materiais apresentam semelhanças com relação às freqüências dos ruídos
registrados.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
0bar
Figura 6.5.25 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-SBR – Pressão = 0bar.
97
97
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
5bar
Figura 6.5.26 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-SBR – Pressão = 5bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
10bar
Figura 6.5.27 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-SBR – Pressão = 10bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
15bar
Figura 6.5.28 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-SBR – Pressão = 15bar.
98
98
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
20bar
Figura 6.5.29 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-SBR – Pressão = 20bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
25bar
Figura 6.5.30 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-SBR – Pressão = 25bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
30bar
Figura 6.5.31 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-SBR – Pressão = 30bar.
99
99
0,00
1,36
3,70
4,07
3,91
5,63
2,56
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20 25 30
Pressão (bar)
Ocorrencia (% absoluto)
Figura 6.5.32 – Percentual absoluto de ruído durante o ensaio SAE J2521 em diferentes
pressões de acionamento do sistema de freio – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-
SBR.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
0bar
Figura 6.5.33 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-NBR – Pressão = 0bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
5bar
Figura 6.5.34 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-NBR – Pressão = 5bar.
100
100
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
10bar
Figura 6.5.35 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-NBR – Pressão = 10bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
15bar
Figura 6.5.36 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-NBR – Pressão = 15bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
20bar
Figura 6.5.37 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-NBR – Pressão = 20bar.
101
101
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
25bar
Figura 6.5.38 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-NBR – Pressão = 25bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
30bar
Figura 6.5.39 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-NBR – Pressão = 30bar.
0,00
0,78
2,14
4,85
5,95
7,04
4,54
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20 25 30
Pressão (bar)
Ocorrencia (% absoluto)
Figura 6.5.40 – Percentual absoluto de ruído durante o ensaio SAE J2521 em diferentes
pressões de acionamento do sistema de freio – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-
NBR.
102
102
Apesar dos promissores resultados obtidos com os materiais MF-SBR e MF-NBR, o
material de fundo MF-EPDM não proporcionou o desempenho esperado. O total de ocorrências
de ruído registradas foi de 54% ou 1035 ocorrências, sendo 20bar a pressão responsável pelo
maior número de frenagens ruidosas (gráfico 6.5.41). A freqüência dos ruídos registrados
manteve-se distribuída em picos, como mostram os gráficos de 6.5.42 a 6.5.48.
0,16
3,08
6,26
10,43
18,26
11,11
4,96
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20 25 30
Pressão (bar)
Ocorrencia (% absoluto)
Figura 6.5.41 – Percentual absoluto de ruído durante o ensaio SAE J2521 em diferentes
pressões de acionamento do sistema de freio – Material de atrito MA-1 + material de fundo MF-
EPDM.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
0bar
Figura 6.5.42 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-EPDM – Pressão = 0bar.
103
103
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
5bar
Figura 6.5.43 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-EPDM – Pressão = 5bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
10bar
Figura 6.5.44 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-EPDM – Pressão = 10bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
15bar
Figura 6.5.45 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-EPDM – Pressão = 15bar.
104
104
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
20bar
Figura 6.5.46 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-EPDM – Pressão = 20bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
25bar
Figura 6.5.47 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-EPDM – Pressão = 25bar.
50
100
150
200
250
300
350
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000
Freqüência [Hz]
Temperatura [ºC]
30bar
Figura 6.5.48 – Freqüências dos ruídos registrados durante o ensaio SAE J2521 em função da
temperatura inicial de frenagem e pressão hidráulica aplicada – Material de atrito MA-1 +
material de fundo MF-EPDM – Pressão = 30bar.
A análise dos resultados de todos os ensaios pode ser feita a partir do gráfico 6.5.49 que
informa o percentual de frenagens ruidosas nas quais o nível de pressão sonora excede o valores
expressos nas abscissas. Percebe-se a expressiva redução tanto do número de frenagens com
105
105
ruído superior a 70dB(A) como da máxima amplitude registrada induzida pelos materiais de
fundo MF-SBR e MF-NBR.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
70 75 80 85 90 95 100 105 110
Pressão Acústica [dB(A)]
Ocorrência [%]
MA-1
MF-A
MF-B
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
Gráfico 6.5.49 – Comparativo entre o comportamento das diferentes amostras quanto à
ocorrência de ruído durante o ensaio SAE J2521.
Independentemente do tipo de material de fundo utilizado, alguns ruídos mantiveram
expressivo número de ocorrências em freqüências específicas. O exemplo mais claro trata-se do
squeal com freqüência característica entre 5400 e 5800Hz, que ocorre preferencialmente a 25bar
em toda a faixa de temperatura. Esse intervalo de freqüência coincide com o quinto modo de
vibração fora do plano do disco (fig. 6.4.1), cuja freqüência característica é de aproximadamente
5750Hz. A redução na freqüência do ruído em função do aumento da temperatura está de acordo
com a variação da freqüência natural dos modos de vibração do disco (item 6.4), confirmando a
relação entre esse ruído e a vibração do disco de freio nesse específico modo.
Outro ruído cuja origem pode ser atribuída a um modo de vibração específico do disco de
freio trata-se daquele a aproximadamente 1900Hz. Sua ocorrência se deu maneira mais freqüente
nos ensaios com as amostras sem material de fundo (MA-1) e com materiais de fundo MF-NBR
e MF-EPDM. As FRFs do disco de freio, no plano e fora desse revelam uma condição favorável
à ocorrência de ruídos nessa freqüência, dada a proximidade entre o primeiro modo no plano e o
segundo fora do plano (figuras 6.4.1 e 6.4.4).
106
106
Embora o acoplamento modal entre modos de vibração da pastilha e disco seja descrito
em algumas referências da literatura como responsável por grande parte dos ruídos de freio do
tipo squeal, não foi possível atribuir nenhum dos focos de ruído a esse fenômeno. Isso se deve
principalmente à severa alteração sofrida pelo material de atrito durante o ensaio em
dinamômetro nas freqüências dos modos de vibração e no amortecimento conferido pelo
material de atrito. As tabelas 6.5.1 e 6.5.2 mostram claramente a diferença no comportamento
induzido pelo tipo de material de fundo que as amostras utilizam. Para aquelas equipadas com
materiais de fundo de matriz elastomérica ocorre uma expressiva redução do fator de perda dos
quatro primeiros modos de vibração após o ensaio SAE J2521. Entretanto, a variação das
freqüências naturais dessas amostras fica aquém da registrada para as amostras dotadas de
materiais de fundo de matriz termofixa, que apresentaram um cessível aumento do fator de perda
além de uma grande redução nas freqüências naturais dos modos de vibração estudados. As
figuras de 6.5.1 a 6.5.6 mostram a alteração nas FRFs das pastilhas submetidas ao ensaio e que
foram utilizadas no lado interno (do pistão) do caliper. É bastante provável que essas alterações
tenham ocorrido devido à elevada temperatura a qual as pastilhas são submetidas durante a etapa
de fade do ensaio SAE J2521. Dessa forma, para melhor estudar esse fenômeno, novos ensaios
devem ser realizados sem que essa etapa seja realizada.
Freq. Nat. Diferença Freq. Nat. Diferença Freq. Nat. Diferença Freq. Nat. Diferença
Após 6,76E-02 3,42E-02 3,64E-02 3,42E-02
Antes 1,74E-02 1,74E-02 2,94E-02 1,82E-02
Após 4,10E-02 1,71E-02 2,50E-02 1,56E-02
Antes 1,48E-02 1,31E-02 2,38E-02 1,42E-02
Após 2,08E-02 1,12E-02 2,52E-02 1,14E-02
Antes 1,68E-02 1,75E-02 2,76E-02 1,80E-02
Após 1,70E-02 1,25E-02 2,06E-02 1,54E-02
Antes 2,72E-02 2,90E-02 3,90E-02 3,02E-02
Após 2,54E-02 1,59E-02 6,32E-02 2,10E-02
Antes 3,12E-02 5,32E-02 5,52E-02 4,22E-02
Após 2,70E-02 3,26E-02 3,54E-02 3,30E-02
Antes 2,96E-02 3,86E-02 4,02E-02 4,06E-02
19,2%
4,8%
-9,5%
-89,3%
2º Modo de Torção
74,2%
63,8%
19,1%
-60,4%
-22,8%
-9,6%
49,0%
23,3%
1º Modo de Flexão 2º Modo de Flexão1º Modo de Torção
-56,9%
-131,3%
-234,6%
-18,4%
-101,0%
-23,0%
12,7%
-13,6%
46,8%
8,7%
-57,3%
-95,6%
30.01.150
30.01.406
30.01.802
555.558
555.559
555.560
Tabela 6.5.1 – Variação do fator de perda após o ensaio SAE J2521.
MA-1
MF-A
MF-B
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
107
107
Freq. Nat. Diferença Freq. Nat. Diferença Freq. Nat. Diferença Freq. Nat. Diferença
Após 1963 3413 4531 6444
Antes 2738 4175 5994 8038
Após 2425 4050 5900 8025
Antes 2800 4363 6375 8544
Após 2538 4019 5668 7769
Antes 2756 4169 6081 8050
Após 2313 3725 5113 7094
Antes 2488 3844 5344 7313
Após 2288 3806 5019 7269
Antes 2519 3869 5469 7475
Após 2313 3463 4925 6653
Antes 2463 3556 5150 6875
2º Modo de Torção1º Modo de Flexão 1º Modo de Torção 2º Modo de Flexão
-2,8%
555.560
-6,5% -2,7% -4,6% -3,3%
-3,1%
555.559 -10,1% -1,7% -9,0%
555.558 -7,6% -3,2% -4,5%
-7,7% -8,1% -6,5%
-3,7% -7,3% -3,6%
-22,3% -32,3% -24,7%30.01.150 -39,5%
30.01.406 -15,5%
30.01.802
-8,6%
Tabela 6.5.2 – Variação da freqüência dos quatro primeiros modos de vibração após o ensaio
SAE J2521.
Freq uency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 1 (Magnitude)
Working : PD977 12 dina : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 1 (Magnitude)
Working : PD977 12 dina : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
[Hz]
[(m/s²)/N]
Figura 6.5.1 – FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material de atrito
MA-1 sem material de fundo.
MF-A
MF-B
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
108
108
Freq uency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 1 (Magnitude)
Working : 10 : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 1 (Magnitude)
Working : 10 : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
[Hz]
[(m/s²)/N]
Figura 6.5.2 –
FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material de atrito
MA-1 sem material de fundo.
Freq uency Response H1(Ac,Martelo) - File (Magnitude)
C:\Documents and Settings\pulse\Meus documentos\Projetos\Mestrado\material PD977 2\exp532 2 após sae.txt
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
20
40
60
80
100
120
140
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac,Martelo) - File (Magnitude)
C:\Documents and Settings\pulse\Meus documentos\Projetos\Mestrado\material PD977 2\exp532 2 após sae.txt
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
20
40
60
80
100
120
140
[Hz]
[(m/s²)/N]
Figura 6.5.3 – FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material de atrito
MA-1 + material de fundo MF-B.
109
109
Freq uency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 1 (Magnitude)
Working : 5 (116,67) : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
20
40
60
80
100
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac,Martelo) - Mark 1 (Magnitude)
Working : 5 (116,67) : Input : FFT Analyzer
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
20
40
60
80
100
[Hz]
[(m/s²)/N]
Figura 6.5.4 – FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material de atrito
MA-1 + material de fundo MF-SBR.
Freq uency Response H1(Ac,Martelo) - File (Magnitude)
C:\Documents and Settings\pulse\Meus documentos\Projetos\Mestrado\material PD977 2\exp563 5 após sae.txt
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac,Martelo) - File (Magnitude)
C:\Documents and Settings\pulse\Meus documentos\Projetos\Mestrado\material PD977 2\exp563 5 após sae.txt
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
[Hz]
[(m/s²)/N]
Figura 6.5.5 – FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material de atrito
MA-1 + material de fundo MF-NBR.
110
110
Freq uency Response H1(Ac,Martelo) - File (Magnitude)
C:\Documents and Settings\pulse\Meus documentos\Projetos\Mestrado\material PD977 2\exp594 10 após sae.txt
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
[Hz]
[(m/s²)/N] Frequency Response H1(Ac,Martelo) - File (Magnitude)
C:\Documents and Settings\pulse\Meus documentos\Projetos\Mestrado\material PD977 2\exp594 10 após sae.txt
0 1k 2k 3k 4k 5k 6k 7k 8k 9k 10k
0
10
20
30
40
50
60
[Hz]
[(m/s²)/N]
Figura 6.5.6 – FRF anterior (azul) e após (marrom) ao ensaio SAE J2521 - Material de atrito
MA-1 + material de fundo MF-EPDM.
6.5.1. RELAÇÃO ENTRE O FATOR DE PERDA E A OCORRÊNCIA DE RUÍDOS
DURANTE O ENSAIO SAE J2521.
Um dos principais objetivos desse trabalho consiste em relacionar o amortecimento
intrínseco das amostras confeccionadas com os diferentes materiais de fundo com a incidência de
ruídos durante o ensaio SAE J2521. Isso foi feito relacionando o percentual total de ruídos
maiores que 70dB(A), durante o ensaio, com a média do fator de perda mensurado em cada par
de pastilhas submetidas ao procedimento (tabela 6.5.1.1). A regressão linear construída a partir
desses dados não indica haver uma significativa relação entre as variáveis, como demonstram os
gráficos 6.5.1.1 e 6.5.1.2.
Material de
Fundo
"η"
1º Modo de
Flexão
"η"
1º Modo de
Torção
"η"
2º Modo de
Flexão
"η"
2º Modo de
Torção
Ocorrências
durante SAE
J2521
30.01.150
1,71E-02 1,68E-02 2,84E-02 1,76E-02 63%
30.01.406
1,49E-02 1,32E-02 2,40E-02 1,44E-02 67%
30.01.802
1,71E-02 1,78E-02 2,97E-02 1,82E-02 45%
555.558
2,93E-02 3,11E-02 4,13E-02 3,40E-02 21%
555.559
3,34E-02 5,19E-02 5,27E-02 4,51E-02 26%
555.560
2,88E-02 3,66E-02 4,02E-02 3,87E-02 54%
Tabela 6.5.1.1 – Fator de perda médio e ocorrência total de ruídos superiores a 70dB(A).
MA-1
MF-A
MF-B
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
111
111
y = -0,032x + 0,0381
R
2
= 0,5942
y = -0,0444x + 0,0565
R
2
= 0,6407
0,00E+00
1,00E-02
2,00E-02
3,00E-02
4,00E-02
5,00E-02
6,00E-02
15% 25% 35% 45% 55% 65% 75%
>70dB(A)
Fator de perda [η]
Primeiro modo de flexão
Segundo modo de flexão
Gráfico 6.5.1.1 – Curva de tendência da relação entre o fator de perda e o total de ocorrência
de ruídos superiores a 70dB(A) – Primeiro e segundo modos de flexão.
y = -0,0539x + 0,0526
R
2
= 0,4835
y = -0,0472x + 0,0497
R
2
= 0,4911
0,00E+00
1,00E-02
2,00E-02
3,00E-02
4,00E-02
5,00E-02
6,00E-02
15% 25% 35% 45% 55% 65% 75%
>70dB(A)
Fator de perda [η]
Primeiro modo de torção
Segundo modo de torção
Gráfico 6.5.1.2 – Curva de tendência da relação entre o fator de perda e o total de ocorrência de
ruídos superiores a 70dB(A) – Primeiro e segundo modos de torção.
6.5.2. RELAÇÃO ENTRE O RESULTADO DE COMPRESSIBILIDADE E A OCORRÊNCIA
DE RUÍDOS DURANTE O ENSAIO SAE J2521
Uma vez que algumas referências na literatura afirmam haver uma direta relação entre a
compressibilidade das pastilhas e a ocorrência de ruídos em um determinado sistema de freio,
essa relação foi estabelecida para as amostras testadas. A compressibilidade média de cada par
de pastilhas submetidas ao ensaio SAE J2521 foi relacionada com o percentual de ocorrência de
112
112
ruído durante o teste (tabela 6.5.2.1). A regressão linear feita a partir desses dados (gráfico
6.5.2.1) confirma os resultados encontrados na literatura, uma vez que o
R
2
calculado indica
haver uma tendência a redução da ocorrência de ruídos com o aumento na compressibilidade das
pastilhas.
Material de
Fundo
Deflexão
média
[µm]
Ocorrências
durante SAE
J2521
30.01.150
97 63%
30.01.406
96 67%
30.01.802
99 45%
555.558
116 21%
555.559
117 26%
555.560
100 54%
Tabela 6.5.2.1 – Resultado médio do ensaio de compressibilidade e ocorrência total de ruídos
superiores a 70dB(A).
30.01.406
30.01.150
555.560
30.01.802
555.558
555.559
y = -46,699x + 125,5
R
2
= 0,892
80
85
90
95
100
105
110
115
120
15% 25% 35% 45% 55% 65% 75%
>70dB(A)
Deflexão [µm]
Gráfico 6.5.2.1 – Curva de tendência da relação entre a deflexão do bloco formado pelo
material de atrito e de fundo e o total de ocorrência de ruídos superiores a 70dB(A).
MA-1
MF-A
MF-B
MF-SBR
MF-NBR
MF-EPDM
113
113
7. CONCLUSÃO
Os resultados obtidos na série de experimentos realizados e discutidos no capítulo
anterior subsidiam as conclusões relacionadas nos itens a seguir.
1. Materiais de fundo com matriz formada a partir dos elastômeros: SBR, NBR e
EPDM, proporcionam às pastilhas de freio amortecimento até 300% superior àquele
obtido com materiais de fundo convencionais, ou seja, de matriz termofixa. A adição
de quantidades superiores a 30% (em volume) de materiais elastoméricos a um
material de fundo de matriz fenólica proporciona igualmente um aumento no
amortecimento associado à pastilha de freio (máximo de 50% no caso das pastilhas
equipadas com material de fundo MF-B).
2. O incremento da temperatura provoca a redução no amortecimento associado às
pastilhas de freio, sendo esse efeito mais significativo para pastilhas dotadas de
materiais de fundo de matriz elastomérica. Contudo os valores absolutos do fator de
perda dessas pastilhas apresentam-se, mesmo na máxima temperatura estudada
(175ºC), aproximadamente 25% superior a das demais.
3. O incremento da temperatura proporciona a redução das freqüências associadas aos
modos de vibração das pastilhas de freio, sendo mais expressiva para pastilhas que
utilizam compósitos de matriz elastomérica, nas quais a variação máxima observada
entre 23 e 175ºC foi de 16%. Entre as pastilhas com materiais de fundo de matriz
termofixa, a utilização de maior fração volumétrica de elastômeros induz maior taxa
de redução às freqüências dos modos de vibração em função da temperatura. Para
esses materiais a redução chegou a 12% entre 23 e 175ºC. Para todas as amostras o
decremento apresenta um comportamento logarítmico.
4. O incremento da temperatura proporciona a redução do módulo de elasticidade
dinâmico dos materiais de fundo em até 68%, e se apresenta como uma função
logarítmica. Esse efeito é percebido também através da redução registrada para as
freqüências naturais dos modos de vibração mediante o aquecimento das amostras.
114
114
5. Não foi possível estabelecer uma correlação significativa entre os valores médios de
compressibilidade e os valores médios de fator de perda do grupo de pastilhas testado.
Isso mostra que variações na compressibilidade de pastilhas de freio não estão
diretamente associadas ao aumento de seu amortecimento.
6. Não foi possível estabelecer uma correlação significativa entre o fator de perda
associado aos quatro primeiros modos de vibração das amostras submetidas ao ensaio
SAE J2521 e o número de frenagens ruidosas registradas nesse mesmo ensaio. Isso
demonstra que o aumento no amortecimento devido à utilização de materiais de fundo
elastomérico não implica, necessariamente, na redução da tendência à geração de
squeals por parte do sistema de freios.
7. Foi verificada a viabilidade de se estabelecer uma correlação significativa entre o
número de frenagens ruidosas durante o ensaio SAE J2521 e os valores de
compressibilidade das amostras a ele submetidas. Isso comprova que o aumento da
compressibilidade total das pastilhas de freio, mesmo que não seja obtido a partir da
modificação da compressibilidade do material de atrito, induz uma redução na
tendência à ocorrência de ruídos do tipo squeal em um determinado sistema de freio a
disco.
115
115
8. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Tendo o presente trabalho abordado diversos tópicos dentro do tema proposto, não foi
possível esgotar o estudo de todos estes. Por conseguinte, são listados abaixo alguns pontos que
devem ter seu estudo aprofundado em trabalhos futuros:
• Estudo da relação existente entre as propriedades físicas das matérias primas e as
propriedades físicas dos compósitos por elas constituídos.
• Estudo de modelos matemáticos que venham a relacionar entre si as propriedades
avaliadas no presente trabalho, tais como: compressibilidade, módulo elástico, fator
de perda, etc.
• Estudo das propriedades físicas – fator de perda, módulo de elasticidade dinâmico –
em função da temperatura, de compósitos com elevada proporção de materiais
elastoméricos e termofíxos em sua constituição (exemplo: MF-B), com o objetivo de
comprovar e compreender seu comportamento anômalo.
• Estudo mais aprofundado dos efeitos combinados de pressão e temperatura sobre a
resposta dinâmica de discos e componentes do sistema de freio.
• Estudo mais aprofundado das causas de ruídos de freio do tipo squeal, bem como o
efeito das propriedades físicas das pastilhas de freio sobre sua ocorrência.
116
116
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