Diafragma metálico em tanques de propelente líquido para controle de atitude de veículos espaciais e satélites

Metallic diaphragm in liquid propellant tanks for attitude control of spacecraft and satellites

RESUMO

Em sistemas de controle de atitude de veículos espaciais e satélites, o fornecimento contínuo de fluido à câmara de combustão é fundamental para garantir a estabilidade, mesmo sob condições adversas como gravidade zero e sloshing. Entre os sistemas de fornecimento, destaca-se a expulsão positiva por diafragmas metálicos. O objetivo deste trabalho foi obter um diafragma metálico em alumínio AA1100 pelo processo de conformação a frio por spinning forming. A caracterização do material incluiu análises de dureza por nanoindentação, avaliando os efeitos do trabalho mecânico a frio sobre a dureza e o módulo de elasticidade, além de ensaios de tração para levantamento das propriedades mecânicas e índices de anisotropia planar (ΔR) e normal (R_m). Para garantir o adequado processo de inversão dos diafragmas, evitando colapsos e flambagem, reduziu-se gradativamente a espessura da membrana do ápice à borda pelo processo de spinning forming. Ensaios hidropneumáticos de inversão foram realizados utilizando água em protótipos com e sem tratamento térmico de recristalização após o encruamento por conformação, permitindo comparar as pressões de expulsão do propelente. A eficiência de expulsão foi medida em dois ensaios específicos, apresentando 94,8% e 95,2%. Concluiu-se que o diafragma de AA1100 apresentou bom desempenho na fabricação e nos ensaios laboratoriais.

Palavras-chave:
Expulsão positiva de propelente líquido; Controle de atitude de veículos espaciais e satélites; Diafragma metálico; Spinning forming

ABSTRACT

In attitude control systems of spacecraft and satellites, the continuous supply of fluid to the combustion chamber is essential to ensure stability, even under adverse conditions such as zero gravity and sloshing. Among the supply systems, positive expulsion using metallic diaphragms stands out. The objective of this work was to manufacture a metallic diaphragm from AA1100 aluminum using the cold forming process of spinning forming. Material characterization included hardness measurements by nanoindentation, evaluating the effects of cold mechanical working on hardness and elastic modulus, as well as tensile tests to determine the mechanical properties and the planar (ΔR) and normal (R_m) anisotropy indices. To ensure a proper diaphragm inversion process in the positive expulsion system, avoiding collapse and buckling, the membrane thickness was gradually reduced from the apex toward the edge by spinning forming process. Hydro-pneumatic inversion tests were performed using water on prototypes with and without recrystallization heat treatment after work hardening by forming, allowing a comparison of the propellant expulsion pressures. Expulsion efficiency was measured in two specific tests, achieving values of 94.8% and 95.2%. It was concluded that the AA1100 diaphragm exhibited good performance during manufacturing and in laboratory testing.

Keywords:
Positive expulsion liquid propellant; Attitude control of spacecraft and satellites; Metallic diaphragm; Spinning forming

1. INTRODUÇÃO

Nos veículos espaciais e satélites que utilizam propelentes líquidos, faz-se necessário um estudo detalhado e uma análise criteriosa do sistema de fornecimento de combustível e oxidante. Isso ocorre pois o posicionamento do propelente, internamente ao tanque, pode ser influenciado por fatores como a aceleração, o balanço do propelente durante as manobras (sloshing), gravidade zero ou condições negativas durante o voo. O sloshing é um fenômeno especialmente relevante, pois altera a distribuição do propelente e pode comprometer a estabilidade e o desempenho do sistema. Inclusive, estudos recentes têm utilizado técnicas avançadas de modelagem e métodos baseados em inteligência artificial para prever e mitigar seus efeitos [¹].

Tais fatores podem expor momentaneamente a saída do tanque, permitindo a entrada de bolhas de ar nas linhas de alimentação ou ocasionando interrupção no fornecimento de propelente à câmara de combustão, o que resulta em perda de eficiência do motor. Além disso, podem provocar alterações no centro de gravidade do veículo, dificultando o controle de voo [²], como ilustrado esquematicamente na Figura 1a. Desse modo, com o objetivo de mitigar esses efeitos, este trabalho visa a obtenção de uma membrana metálica fina, conformada a frio no formato semiesférica pelo processo de spinning forming, denominada diafragma metálico. Estes diafragmas localizam-se no interior dos tanques de propelente (combustível ou oxidante) e têm como função manter os mesmos confinados na saída dos tanques do sistema de controle de atitude de um veículo lançador ou de um satélite e causar uma expulsão positiva para o abastecimento da câmara de combustão, em qualquer situação do veículo ou engenho espacial, à medida que o mesmo vai sendo consumido. Esse processo ocorre através de um diferencial de pressão do gás pressurizante aplicado sobre o diafragma metálico conectado ao tanque por soldagem de sua borda a um anel integrante do tanque, levando-o à inversão total, conforme ilustrado na Figura 1b. A qualidade da soldagem do diafragma metálico é outro fator crítico. Ensaios experimentais conduzidos sob condições representativas de operação demonstraram que componentes metálicos, quando submetidos a carregamentos cíclicos de pressão e temperatura, tiveram trincas por fadiga se nucleando nas proximidades de defeitos de solda e se propagaram gradualmente através da parede [³]. Considerando que esse tipo de componente pode apresentar acúmulo progressivo de dano, destaca-se a importância da avaliação do desempenho mecânico desses componentes, especialmente em condições próximas às de serviço.

Figura 1
Representação esquemática de tanque de propelente: (a) sem o diafragma metálico, na qual o deslocamento do propelente, devido à aceleração do veículo, pode expor a saída do tanque, favorecendo a ingestão de gás nas linhas de alimentação; (b) com diafragma metálico, no qual o propelente permanece confinado junto à saída do tanque por ação do diferencial de pressão do gás pressurizante, assegurando expulsão positiva e fornecimento contínuo ao sistema propulsivo.

Existem outros modelos de diafragma metálico que incluem anéis reforçadores e outros que apresentam variações de espessuras ao longo do perfil da membrana, de modo a permitir que a inversão ocorra de forma ordenada, evitando rupturas ou colapsos excessivos. Este segundo tipo de geometria é o foco deste estudo, uma vez que a formação de colapsos desordenados pode gerar cavidades que retêm propelente e, consequentemente, diminuem a eficiência de expulsão devido às sobras de líquido no interior do tanque. Essa variação de espessura pode ser obtida através de usinagem mecânica ou conformação mecânica [⁴]. Nesse contexto, PORTER e STANFORD [⁵] testaram três métodos de conformação para obtenção do diafragma metálico: estampagem progressiva, estampagem com punção telescópico e spinning forming, e concluíram que este último é o processo que apresenta melhor viabilidade econômica e desempenho de fabricação. Além do controle de espessura, a presença de uma borda em formato de U (joggle) atua como elemento estrutural chave para evitar o colapso da membrana durante a inversão, enquanto o corpo do diafragma contribui para a estabilização do sloshing ao manter o propelente confinado próximo à saída do tanque [⁶]. Recentemente, KLIMOVSKII e ZHURAVLEV [⁷] avançaram na compreensão desse comportamento ao desenvolver uma formulação refinada da energia de carregamento superficial para diafragmas metálicos, permitindo modelar com maior precisão as zonas de deformações plásticas envolvidas na inversão.

De acordo com RADTKE [⁶] e ZHANG et al. [⁸] uma consideração importante neste sistema é a diferença de pressão (ΔP) aplicada entre o gás pressurizante e o propelente. Esta diferença de pressão deve ser a mínima necessária para inverter o diafragma metálico, deixando-o numa condição espelhada, ou seja, em uma configuração geométrica invertida em relação à forma inicial. A diferença de pressão é uma função do raio do joggle, perímetro, espessura e da resistência à deformação. Essa relação funcional é expressa pela Equação 1, cujos parâmetros geométricos estão representados na Figura 2.

Figura 2
Representação esquemática de um diafragma metálico semiesférico antes da inversão, com os principais parâmetros geométricos utilizados na Equação 1. São destacados o diâmetro inicial do diafragma (d), a espessura da membrana (t), o raio da região de joggle (r) e o ângulo característico (α), que influencia o estado de deformação durante o processo de inversão.

(1) $$\mathrm{\Delta }\mathbf{P}=\mathbf{f}\left(\frac{t^2\cdot k}{(r+t)\cdot d\cdot cos\alpha }\right)$$

Onde:

• ΔP – diferença de pressão;

• t – espessura da membrana;

• r – raio da seção do joggle;

• d – diâmetro inicial do joggle;

• a – ângulo característico do joggle, definido entre a espessura da membrana e a altura do joggle;

• k – coeficiente de resistência do material.

Nos estudos experimentais conduzidos por ZHANG et al. [⁸], foi constatado que a deformação assimétrica, caracterizada pela distribuição não uniforme de deformação ao longo da geometria do diafragma, ocorre predominantemente na região do joggle, enquanto o corpo do diafragma mantém a estabilidade no processo de inversão. Esse comportamento foi descrito pelos autores em seu trabalho como “propriedade local de deformação”, porém a razão para essa assimetria ainda não é totalmente conhecida.

Ademais, segundo WAGNER [⁹], a eficiência de expulsão (ϕ_exp) é definida como a capacidade de um dispositivo, expressa quantitativamente, em expelir o líquido para fora do tanque. Uma eficiência de expulsão igual a 100% indica a completa remoção do propelente, ou seja, a ausência total de volume remanescente de propelente após o término do processo de atuação. A eficiência de expulsão é definida matematicamente pela Equação 2:

(2) $${\mathbf{\varphi }}_{exp}=\frac{volumeexpelido}{volumeinicial}$$

2. MATERIAIS E MÉTODOS

O material utilizado para a obtenção dos protótipos dos diafragmas metálicos foi o alumínio AA1100, comercialmente puro (mínimo de 99% de pureza), fornecido em chapa de 1,6 mm de espessura pela Metalúrgica Repuchotec Ltda. Suas propriedades mecânicas foram determinadas por ensaios de tração em corpos de prova retirados da matéria-prima e por nanoindentação instrumentada em corpos de prova curvilíneos retirados dos próprios protótipos. Os ensaios de tração foram realizados com velocidade de deslocamento do cabeçote de 3 mm/min, utilizando corpos de prova preparados conforme a norma ASTM E8/E8M-22 [¹⁰]. Os ensaios foram realizados nas direções 0°, 45° e 90° em relação ao sentido de laminação da chapa no estado como fabricada (F), visando avaliar o comportamento anisotrópico do material. A partir desses ensaios, determinou-se a tensão máxima (σ_t), o limite de escoamento (σ_y), a tensão de ruptura (σ_r) e a deformação total (ε). Adicionalmente, foram calculados os coeficientes de anisotropia normal (R_m) e de anisotropia planar (ΔR), com base nos valores do coeficiente de anisotropia medidos nas três direções de laminação, conforme definido pelas Equações 3, 4 e 5 [¹¹, ¹²].

(3) $$R=\frac{\mathrm{In}\left(\frac{w_0}{w_f}\right)}{\mathrm{In}\left(\frac{l_f\cdot w_f}{l_0\cdot w_0}\right)}$$

(4) $$R_m=\frac{R_{0°}+2R_{45°}+R_{90°}}{4}$$

(5) $$\mathrm{\Delta }R=\frac{R_{0°}+R_{90°}-2R_{45°}}{2}$$

Onde:

• R – coeficiente de anisotropia;

• w₀ – largura inicial;

• w_f – largura final;

• l₀ – comprimento inicial;

• l_f – comprimento final;

• R_0°, R_45°, R_90° – coeficientes de anisotropia determinados nas direções de 0°, 45° e 90° em relação ao sentido de laminação da chapa.

Os ensaios de nanoindentação instrumentada, realizados com o indentador Berkovich, foram conduzidos com velocidade de carregamento de 20 mN/min e carga máxima de 10 mN. Para cada corpo de prova, calculou- se a média de dez indentações. Os resultados obtidos foram utilizados para estimar os índices de encruamento, permitindo avaliar sua variação ao longo das etapas do processo de conformação, conforme as Equações 6 e 7 [¹³].

(6) $$\frac{h_{rp}}{h_m}=f\left(\frac{E*}{{\sigma }_r},n\right)$$

(7) $$\begin{array}{l}\frac{h_{rp}}{h_m}=\left(0.81337n^3-0.47142n^2+0.08989n-0.0012\right)\left[In{\left(\frac{E*}{{\sigma }_r}\right)}^3\right]\\ \text{+ (}-\text{13}\text{.1679}{n}^{\text{3}}\text{+ 7}\text{.56303}{n}^{\text{2}}-\text{1}\text{.42724}n-\text{0}\text{.01267)}\left[In{\left(\frac{E*}{{\sigma }_r}\right)}^2\right]\\ +(69.70148n^3-39.624n^2+7.26262n-0.35985)\left[In\left(\frac{E*}{{\sigma }_r}\right)\right]\\ +\text{(}-122.25n^3+69.1623n^2-12.6147n-1.25403\text{)}\end{array}$$

Onde:

• h_rp = profundidade de impressão residual do indentador após descarregamento da carga;

• h_m = profundidade da superfície na situação de carregamento;

• E* = módulo de elasticidade reduzido;

• σ_r = tensão verdadeira;

• n = coeficiente de encruamento.

Nas equações, utiliza-se o valor do módulo de elasticidade reduzido (E*), o qual considera o indentador como corpo rígido. Assim, assume-se que toda a deformação ocorre apenas no material ensaiado [¹³]. Sob essa suposição, a fração da profundidade residual (h_rp) em relação à profundidade máxima (h_m) pode ser diretamente relacionada ao coeficiente de encruamento (n). Dessa forma, as Equações 6 e 7 permitem estimar a deformação plástica e a resistência à deformação do material ensaiado, uma vez que o indentador não sofre deformação. A Equação 6 expressa essa dependência de forma geral, enquanto a Equação 7 fornece a forma empírica detalhada. Além disso, o ensaio de nanoindentação instrumentada permitiu determinar o módulo de elasticidade e a dureza Vickers do material.

Os protótipos foram fabricados por conformação manual via processo spinning forming, utilizando matrizes projetadas e fabricadas em aço SAE 1020, conforme mostrado na Figura 3. O projeto das matrizes atendeu aos requisitos geométricos e funcionais especificados para o sistema de controle de atitude do Veículo Lançador de Satélites (VLS-1) do Programa Espacial Brasileiro (PEB), apresentados na Figura 4.

Figura 3
Matriz de conformação utilizada no processo de spinning forming para a fabricação do protótipo do diafragma metálico, confeccionada em aço SAE 1020.

Figura 4
Requisitos geométricos e funcionais do diafragma metálico especificados para aplicação no sistema de controle de atitude do Veículo Lançador de Satélites VLS-1.

Foram obtidos seis protótipos do diafragma metálico em alumínio AA1100, dos quais três foram submetidos a tratamento térmico de recristalização, a fim de eliminar o encruamento e permitir a comparação entre diferentes condições durante o ensaio de qualificação do processo. Para a caracterização mecânica, os corpos de prova foram retirados de três regiões do perfil do diafragma: ápice, intermediária e borda, conforme indicado na Figura 5, permitindo analisar a variação do índice de encruamento ao longo do perfil.

Figura 5
Identificação das posições de retirada dos corpos de prova ao longo do protótipo do diafragma metálico em alumínio AA1100, correspondentes às regiões do ápice, intermediária e da borda do perfil conformado.

A preparação dos corpos de prova retirados da placa e dos protótipos foi realizada em etapas sucessivas, considerando suas duas condições: encruados (apenas conformados) e recristalizados (conformados e posteriormente submetidos a tratamento térmico para recuperação da microestrutura). Primeiro, todos os materiais foram embutidos a quente em resina sintética prensada (baquelite). Em seguida, foram cortados em serra mecânica manual, procedimento adotado para minimizar esforços e evitar aquecimento excessivo durante a remoção. Após o corte, os corpos de prova foram lixados mecanicamente com lixas d’água de diferentes granulometrias (180, 320, 600 e 1200 mesh), até a obtenção de superfície adequada para análise. Vale ressaltar que, durante o processo de conformação, tanto os corpos de prova encruados quanto os posteriormente recristalizados sofreram encruamento.

Para o ensaio hidropneumático, foi projetado e fabricado um dispositivo dedicado à simulação de um tanque de propelente do sistema de controle de atitude do Veículo Lançador de Satélites (VLS-1). O dispositivo possui capacidade de 32 litros e é fechado por aparafusamento, permitindo a troca dos protótipos após cada ensaio. A configuração geral do conjunto, bem como seus principais componentes, é apresentada nas Figuras 6a e 6b, que mostram, respectivamente, a vista explodida do conjunto e a condição montada com o diafragma metálico instalado. Durante os ensaios, utilizou-se água como fluido de trabalho, em substituição ao propelente, visando à avaliação do comportamento hidromecânico do sistema em condições controladas e seguras.

Figura 6
Dispositivo experimental hidropneumático desenvolvido para simulação de um tanque de propelente de sistema de controle de atitude: (a) vista explodida do conjunto, com identificação dos principais componentes estruturais e de vedação; (b) dispositivo montado, evidenciando o diafragma metálico separando o fluido de trabalho (água) do gás pressurizante.

Os ensaios foram conduzidos sob diferentes condições operacionais, contemplando configurações de sistema aberto e sistema fechado, a utilização de diafragmas metálicos nas condições encruada e recristalizada, bem como diferentes níveis de pressão do gás pressurizante, representados pela diferença de pressão aplicada (ΔP). No sistema aberto, o dispositivo permaneceu em contato com o ambiente externo, permitindo a livre variação do volume de fluido e a observação direta do início da inversão do diafragma. Já no sistema fechado, o dispositivo foi completamente vedado, com volume definido de água, possibilitando o monitoramento da pressão interna de forma controlada. Em dois dos ensaios específicos, cada um conduzido sob condições experimentais distintas, a eficiência de expulsão de propelente foi medida, conforme indicado na Tabela 1.

Tabela 1
Condições experimentais adotadas nos ensaios hidropneumáticos realizados, incluindo a configuração do sistema, o estado metalúrgico do diafragma e a variação da pressão do gás pressurizante.

ENSAIO	DISPOSITIVO ABERTO	DISPOSITIVO FECHADO	ENCRUADO	RECRISTALIZADO	ENSAIO COM INTERRUPÇÃO	Dp MÁX[BAR]
1	X		X			2,0
2*		X	X			2,8
3		X	X		X	2,8
4*		X		X		2,0
5	X			X		3,2

• ^*Ensaios utilizados para medida de eficiência de expulsão.

A soldagem da borda do diafragma metálico ao anel de montagem foi realizada pelo processo TIG (Tungsten Inert Gas) manual. Embora a soldagem não faça parte do escopo deste trabalho e envolva estudos específicos, essa etapa foi necessária para permitir a fixação dos protótipos no dispositivo experimental (Figura 7). Durante o procedimento, a temperatura na superfície do diafragma foi monitorada por meio de uma câmera térmica.

Figura 7
Vista esquemática do conjunto do diafragma metálico com detalhe ampliado da região de soldagem entre o diafragma, o anel intermediário e o anel de montagem, indicando o cordão de solda e a junta de vedação.

Para evitar deformações térmicas, os protótipos foram fixados por grampos tipo “C” sobre um disco espesso de alumínio (15 mm). Esse disco atuou como dissipador térmico, promovendo a extração de calor da região soldada e contribuindo para a estabilização térmica do conjunto, conforme ilustrado na Figura 8.

Figura 8
Imagens da câmara térmica durante a soldagem: (a) distribuição de temperatura na peça soldada; (b) distribuição de temperatura no disco de alumínio utilizado como dissipador de calor.

Por sua vez, as Figuras 9a e 9b ilustram os ensaios em sistemas aberto (dispositivo em contato com o ambiente externo) e fechado (dispositivo completamente vedado), respectivamente.

Figura 9
Ensaios realizados em diferentes configurações do sistema: (a) sistema aberto, com dispositivo contendo apenas a parte inferior, permitindo contato com o ambiente externo e variação do volume de fluido; (b) sistema fechado, com dispositivo completamente vedado, composto pelas partes superior e inferior, simulando a condição do tanque.

A diferença de pressão iniciou-se em 0 bar e foi aumentada em incrementos de 0,3 bar, mantendo-se cada patamar por 15 segundos. Conforme a Tabela 1, para os Ensaios 1 e 3, a pressão foi elevada até que a diferença de pressão fosse de 2 bar (ΔP = 2 bar). Nos Ensaios 2 e 4, o valor máximo aplicado foi ΔP = 2,8 bar, enquanto no Ensaio 5 a pressão foi elevada até ΔP = 3,2 bar.

Nos Ensaios 2 e 4, o volume de água foi medido antes e após a inversão completa do diafragma metálico. Com isso, foi possível determinar o volume expelido e, consequentemente, a eficiência de expulsão.

3. RESULTADOS E DISCUSSÕES

3.1. Propriedades mecânicas do alumínio AA1100

Através dos ensaios de tração nos corpos de prova de alumínio AA1100 foram obtidos os resultados apresentados na Tabela 2, considerando as diferentes orientações em relação à direção de laminação. Observa-se que os valores de limite de escoamento e tensão máxima variam com a orientação, evidenciando a presença de anisotropia mecânica típica de materiais laminados.

Tabela 2
Propriedades mecânicas do alumínio AA1100 obtidas através dos ensaios de tração em diferentes orientações em relação à direção de laminação.

ALUMÍNIO	SENTIDO (EM RELAÇÃO À LAMINAÇÃO)	LIMITE DE ESCOAMENTO σy [MPa]	TENSÃO MÁXIMA σt [MPa]	TENSÃO DE RUPTURA σr [MPa]	DEFORMAÇÃO ε [%]	ANISOTROPIA R	ANISOTROPIA NORMAL Rm	ANISOTROPIA PLANAR ΔR
AA1100	(0°)	98,44 ± 17,16	114,07 ± 0,52	89,05 ± 1,34	12 ± 1	0,005	0,0048	–0,0004
	(45°)	109,54 ± 1,19	116,25 ± 0,35	90,88 ± 0,95	11 ± 1	0,004
	(90°)	111,85 ± 1,44	118,41 ± 0,17	90,35 ± 1,71	10 ± 0	0,005

Segundo BRESCIANI FILHO et al. [¹⁴], valores elevados de R_m indicam que o material apresenta maior resistência à deformação ao longo da espessura, característica desejável em processos de estampagem profunda. No entanto, os resultados obtidos evidenciam que os valores de R_m são baixos, o que, neste caso, é favorável, uma vez que o processo empregado é o spinning forming. Conforme discutido por SHINDE et al. [¹⁵] e KUMAR [¹⁶], esse processo envolve redução de espessura, de modo que menores valores de R_m contribuem para uma melhor conformabilidade, uma vez que facilitam a deformação ao longo da espessura sem induzir falhas prematuras.

Em relação à anisotropia planar, um material é considerado totalmente isotrópico quando apresenta ΔR igual a zero [¹⁴]. Resultados próximos de zero, como os obtidos neste trabalho, indicam comportamento quase isotrópico no plano e, portanto, boas condições de conformabilidade, com baixa propensão à formação de orelhas e à ocorrência de fissuras decorrentes da anisotropia. Outros trabalhos envolvendo ligas de alumínio também demonstraram que níveis reduzidos de anisotropia, bem como a distribuição de componentes de textura (especialmente cobre e latão), estão diretamente associados ao aumento da formabilidade e ao retardamento do surgimento de instabilidades, como fissuras e estricções localizadas [¹⁷, ¹⁸].

3.2. Distribuição do encruamento ao longo do perfil

Com base nas análises mecânicas e microestruturais previamente discutidas, a Tabela 3 e a Figura 10 apresentam os resultados obtidos por nanoindentação instrumentada para o alumínio AA1100 nas diferentes condições e posições ao longo do perfil conformado.

Tabela 3
Propriedades mecânicas locais do alumínio AA1100 em diferentes condições e posições do perfil, determinadas por nanoindentação.

ALUMÍNIO	CONDIÇÃO	POSIÇÃO	MÓDULO DE ELASTICIDADE E [GPa]	ÍNDICE DE ENCRUAMENTO n	DUREZA VICKERS HVit [VICKERS]
AA1100	Chapa	–	79,17 ± 3,89	0,008 ± 0,002	59,87 ± 3,69
	conformada	ápice	92,75 ± 2,26	0,006 ± 0,001	63,48 ± 1,83
		intermediária	87,63 ± 6,92	0,009 ± 0,002	68,59 ± 3,02
		borda	73,98 ± 6,13	0,014 ± 0,003	68,72 ± 7,56
	recristalizada	ápice	79,60 ± 4,95	0,008 ± 0,002	59,99 ± 1,89
		intermediária	87,21 ± 2,39	0,006 ± 0,001	60,53 ± 2,75
		borda	70,22 ± 7,04	0,009 ± 0,003	53,47 ± 4,29

Figura 10
Variação do índice de encruamento (n) do alumínio AA1100 da chapa inicial e dos corpos de prova nas condições apenas conformado e conformado com tratamento térmico de recristalização, ao longo do perfil do diafragma (ápice, região intermediária e borda).

A análise dos dados apresentados na Tabela 3 evidencia que as propriedades mecânicas do alumínio AA1100 variam segundo a deformação imposta pelo processo de conformação. Na condição conformada, observa- se um aumento progressivo do índice de encruamento (n) e da dureza Vickers (HV) da região do ápice em direção à borda, sendo esta última caracterizada pelos maiores valores médios de n (0,014 ± 0,003) e dureza (68,72 ± 7,56 HV). Esse comportamento reforça a existência de um maior gradiente de deformação plástica ao longo do perfil, associado à redução de espessura e ao estado de tensões mais severo na borda durante o spinning forming.

Em contrapartida, após o tratamento térmico de recristalização, nota-se uma redução dos valores de n e HV em todas as posições analisadas, com destaque para a borda, cuja dureza diminuiu em 22%. Essa redução indica a eliminação parcial dos efeitos do encruamento, estando em coerência com os mecanismos de recuperação e recristalização descritos na literatura clássica [¹⁹].

Por sua vez, a análise da Figura 10 reforça que, pelos valores do índice de encruamento (n), o processo de conformação promoveu variações moderadas no comportamento mecânico do material, com exceção da região de borda do diafragma metálico, onde se observa o maior incremento de encruamento. Esse comportamento pode ser atribuído ao estado de tensões mais severo imposto durante o spinning forming, processo no qual ocorre redução significativa da espessura da chapa. Em especial, a comparação entre as posições ápice, intermediária e borda evidencia um gradiente de deformação plástica ao longo do perfil, refletido diretamente nos valores de encruamento (n) e na dureza Vickers obtida por nanoindentação instrumentada.

Após o tratamento térmico de recristalização, observa-se uma redução significativa tanto do índice de encruamento quanto da dureza, especialmente na região de borda. Esse comportamento é consistente com o descrito por BRESCIANI FILHO et al. [¹⁴], segundo o qual maiores níveis de deformação (e, portanto, maior encruamento) reduzem a temperatura necessária para início da recristalização. Dessa forma, a borda do perfil, por apresentar maior encruamento prévio, sofre recristalização mais efetiva, resultando em uma microestrutura mais refinada e mecanicamente mais homogênea. Além disso, a aproximação dos valores de n e dureza após o tratamento térmico em relação à condição inicial de chapa indica que o ciclo de recristalização foi eficaz em restaurar as propriedades mecânicas do material [¹⁷, ¹⁹].

3.3. Análise dimensional dos protótipos

A etapa seguinte consistiu na verificação dimensional dos protótipos obtidos. Os seis protótipos de diafragma metálico produzidos foram submetidos à análise dimensional de espessura, e todos atenderam às especificações estabelecidas. As medições foram realizadas em 14 pontos ao longo do perfil do diafragma, em cada um dos quatro quadrantes, totalizando 56 valores registrados por protótipo, conforme esquematizado nas Figuras 11a e 11b. A Tabela 4 apresenta as médias das espessuras obtidas no mapeamento, acompanhadas de seus respectivos desvios padrão.

Figura 11
Esquema dos pontos de medição de espessura ao longo do perfil do diafragma metálico: (a) posições ao longo do perfil; (b) divisão em quadrantes para análise dimensional.

Tabela 4
Espessura média e desvio padrão dos protótipos de diafragmas metálicos obtidos por spinning forming, em função da posição ao longo do perfil.

POSIÇÃO	PROTÓTIPO 01		PROTÓTIPO 02		PROTÓTIPO 03		PROTÓTIPO 04		PROTÓTIPO 05
	MEDIDA [mm]	DESVIO	MEDIDA [mm]	DESVIO	MEDIDA [mm]	DESVIO	MEDIDA [mm]	DESVIO	MEDIDA [mm]	DESVIO
O	1,626	0,027	1,581	0,0096	1,612	0,045	1,611	0,065	1,613	0,0052
N	1,562	0,041	1,597	0,023	1,559	0,011	1,54	0,0063	1,575	0,062
M	1,485	0,047	1,536	0,017	1,522	0,0077	1,482	0,04	1,526	0,054
L	1,393	0,024	1,522	0,026	1,534	0,023	1,38	0,012	1,403	0,0033
J	1,381	0,015	1,455	0,038	1,488	0,027	1,355	0,017	1,405	0,026
I	1,295	0,018	1,419	0,03	1,399	0,021	1,291	0,029	1,301	0,039
H	1,246	0,028	1,299	0,0068	1,376	0,037	1,226	0,032	1,241	0,031
G	1,192	0,058	1,235	0,02	1,27	0,018	1,163	0,038	1,204	0,039
F	1,01	0,061	1,166	0,025	1,188	0,066	0,979	0,012	1,012	0,052
E	0,896	0,054	1,231	0,014	0,9613	0,027	0,8343	0,044	0,886	0,025
D	0,9125	0,024	1,17	0,05	0,8568	0,013	0,8792	0,04	0,9217	0,028
C	0,9345	0,045	1,035	0,039	0,7847	0,033	0,8988	0,11	1,026	0,099
B	0,9343	0,042	0,926	0,031	0,79	0,048	0,9377	0,045	0,9415	0,064
A	1,019	0,031	0,962	0,026	0,7847	0,05	1,023	0,051	1,001	0,07

Como pode ser observado na Tabela 4, as medidas de espessura apresentam pequenas variações. Essas variações são atribuídas ao fato de o processo de conformação ter sido realizado manualmente, o que constitui uma desvantagem intrínseca do spinning forming. Conforme apontado por PORTER e STANFORD [⁵], a qualidade final do componente depende da habilidade do operador, impactando diretamente a uniformidade geométrica do produto. Ainda que pequenas, tais variações podem ser relevantes no caso dos diafragmas metálicos, podendo atuar como concentradores de tensão e, inclusive, levar ao colapso prematuro da membrana. Esse comportamento foi relatado por RADTKE [⁶] e ZHANG et al. [⁸], sendo especialmente importante em aplicações nas quais o componente opera sob regimes cíclicos ou condições severas de pressão.

Além disso, um aspecto particularmente crítico é a ocorrência de variações não uniformes das medidas entre regiões próximas e sequenciais, o que impede a redução gradativa esperada ao longo do perfil. Esse comportamento é evidente, por exemplo, no protótipo 04, entre as posições G e C (Tabela 4), indicando a presença de deformação localizada. A influência dessas heterogeneidades será discutida com maior detalhamento na subseção 3.5 “Propriedade Local de Deformação (PLD)”, em que os efeitos geométricos serão correlacionados com o comportamento mecânico local do material.

3.4. Ensaios hidropneumáticos de inversão

Após a análise das variações gradativas de espessura nas membranas metálicas, os protótipos foram submetidos a ensaios em laboratório hidropneumático, com o objetivo de avaliar o comportamento da membrana durante o processo de inversão. A Figura 12 apresenta a sequência de etapas observadas durante os ensaios. Nota-se que o processo ocorre de forma progressiva, sendo inicialmente caracterizado por deformações localizadas, seguidas por uma reconfiguração global da geometria da membrana até a inversão completa.

Figura 12
Sequência de estágios (a–d) observados durante os ensaios hidropneumáticos de inversão dos diafragmas metálicos, desde a configuração inicial até a configuração invertida.

As principais características observadas durante os ensaios funcionais de inversão dos diafragmas metálicos, compatíveis com os comportamentos descritos na literatura, são discutidas a seguir.

3.4.1. Início da deformação na região do joggle

Conforme descrito por ZHANG et al. [⁸], o processo de inversão de diafragmas metálicos tende a se iniciar pelo U da borda (joggle), região que concentra as maiores tensões durante o carregamento. A Figura 13 confirma esse comportamento nos protótipos avaliados, evidenciando que o joggle é o primeiro ponto a se deformar, ocasionando a deformação assimétrica já nas etapas iniciais do carregamento hidropneumático.

Figure 13
Início da deformação na região do joggle durante o ensaio hidropneumático de inversão.

3.4.2. Deformação assimétrica e estabilidade da membrana

PORTER e STANFORD [⁵] e ZHANG et al. [⁸] relataram que a deformação progressiva é intrinsecamente assimétrica, porém sem comprometer a estabilidade global da membrana. Ou seja, essa assimetria está associada à distribuição não uniforme de tensões e às condições geométricas e de contato impostas ao sistema, não sendo, por si só, indicativa de instabilidade estrutural. A Figura 14 demonstra esse comportamento: embora ocorra excentricidade no corpo da membrana (caracterizando uma deformação assimétrica), sua estabilidade é mantida, não havendo colapso estrutural ou flambagem durante a inversão, evidenciando que a estabilidade global do sistema é preservada.

Figura 14
Evidência da deformação assimétrica durante a inversão da membrana: (a) excentricidade geométrica associada à deformação progressiva; (b) manutenção da estabilidade estrutural do corpo da membrana, sem ocorrência de flambagem ou colapso.

3.4.3. Influência da parede interna do tanque como superfície de ancoragem

Segundo SNEDDON [⁴], a parede interna do tanque funciona como uma superfície de apoio para a rolagem da membrana metálica, influenciando diretamente a uniformidade final após a inversão. O contato lateral atua como elemento estabilizador, restringindo deslocamentos excessivos e promovendo uma redistribuição mais homogênea das tensões. Esse efeito é evidente nos ensaios realizados com o dispositivo fechado (ensaios 4 e 2, conforme Tabela 1), apresentados nas Figuras 15a e 15b. Nessas condições, a ancoragem proporcionada pela parede interna do tanque favorece uma superfície mais lisa e homogênea. Em contraste, no ensaio 1 (Figura 15c), conduzido com o dispositivo aberto, a ausência de apoio lateral resultou em ondulações e maior desuniformidade. Esse comportamento está em concordância com o mecanismo descrito por SNEDDON [⁴], confirmando a relevância da parede interna do tanque como elemento de controle geométrico e estabilização do processo.

Figura 15
Influência das condições de ancoragem na uniformidade da membrana após a inversão: (a) Ensaio 4, dispositivo fechado; (b) Ensaio 2, dispositivo fechado; (c) Ensaio 1, dispositivo aberto, evidenciando maior desuniformidade superficial na ausência de apoio lateral.

3.5. Propriedade local de deformação (PLD)

A Propriedade Local de Deformação (PLD), como descrita por ZHANG et al. [⁸], ocorre quando pontos estruturalmente fragilizados da membrana passam a concentrar a deformação. Esses pontos podem surgir devido a defeitos internos ou a variações de espessura que não seguem uma progressão gradativa necessária para um processo de inversão estável. Nessas condições, a inversão deixa de iniciar no joggle e ocorre de forma desordenada, resultando em perda de estabilidade do corpo da membrana.

A Figura 16 ilustra esse comportamento no protótipo 4, que apresentou uma sequência de espessuras não gradativa na variação da espessura do perfil, já discutida anteriormente. Como consequência, a inversão se iniciou fora do joggle e evoluiu de maneira instável, ocasionando colapso local e comportamento não controlado da membrana. Este resultado ressalta a importância do controle da variação de espessura durante a conformação para a estabilidade do processo.

Figura 16
Sequência de inversão sucessiva (a–d) com a ocorrência da propriedade local de deformação (PLD), com concentração localizada de deformação fora da região do joggle e perda da estabilidade do corpo da membrana.

3.6. Cinemática de inversão e deslocamento do joggle

A Figura 17 apresenta a sequência de inversão dos diafragmas metálicos, evidenciando que o joggle se desloca em direção ao ápice conforme a inversão avança. Esse movimento é acompanhado pela redução contínua do perímetro, característica de um processo estável e progressivo, conforme descrito por ZHANG et al. [⁸]. Durante esse mecanismo, o corpo da membrana mantém a estabilidade estrutural, sem ocorrência de flambagem ou colapso.

Figura 17
Sequência da inversão do diafragma metálico durante o ensaio (a–j), ilustrando o deslocamento progressivo do joggle e a diminuição do perímetro ao longo do processo.

Segundo RADTKE [⁶], o joggle atua como elemento de resistência ao colapso, guiando a trajetória de inversão e controlando o avanço axial da deformação. Os resultados obtidos corroboram esse comportamento, mostrando que, quando a espessura varia de maneira gradativa ao longo do perfil, a inversão ocorre de forma ordenada e com controle geométrico adequado. Nos ensaios 2 e 4, ambos conduzidos com o dispositivo fechado, a eficiência de expulsão também foi avaliada, resultando em valores de 94,8% e 95,2%, respectivamente. Esses resultados se encontram dentro da faixa inferior reportada por Huzel (95% a 97%) [²⁰] para diafragmas metálicos, indicando que o processo adotado apresenta desempenho compatível com requisitos operacionais.

De forma geral, os resultados apresentados demonstram que a metodologia de conformação aplicada permite alcançar variação gradativa de espessura adequada ao mecanismo de inversão, representando uma contribuição relevante para o desenvolvimento de diafragmas metálicos no contexto do PEB (Programa Espacial Brasileiro).

4. CONCLUSÕES

Este trabalho avaliou a viabilidade de fabricação, o comportamento mecânico e o desempenho funcional de diafragmas metálicos produzidos por spinning forming utilizando a liga de alumínio AA1100. Podem-se destacar as seguintes conclusões:

• O processo de spinning forming mostrou-se eficaz para a obtenção da geometria especificada do diafragma, apresentando variações dimensionais dentro de limites aceitáveis. Todos os protótipos completaram a inversão sem rompimento e com eficiências de expulsão compatíveis com valores reportados na literatura;

• O alumínio AA1100 demonstrou comportamento mecânico adequado durante a conformação e manteve estabilidade estrutural ao longo de todo o processo de inversão, sem ocorrência de colapsos, instabilidades ou perda de integridade;

• Embora variações locais do índice de encruamento (n) tenham sido observadas ao longo do perfil conformado, elas não se mostraram determinantes para o desempenho dos diafragmas durante o processo de inversão, o qual se mostrou mais sensível à distribuição geométrica de espessura da membrana;

• As pressões necessárias para promover a inversão foram praticamente idênticas para os protótipos apenas conformados e os conformados e recristalizados, evidenciando que o tratamento de recristalização não é necessário nas condições avaliadas.

5. AGRADECIMENTOS

Os autores agradecem ao Departamento de Ciência e Tecnologia Aeroespacial (DCTA), ao Instituto de Ciência e Tecnologia (ICT/UNIFESP), ao CNPq, à CAPES, à FAPESP e à FINEP pelo apoio e suporte técnico à realização deste trabalho.

6. DISPONIBILIDADE DE DADOS

Todo o conjunto de dados que dá suporte aos resultados deste estudo está disponível mediante solicitação ao autor correspondente. O conjunto de dados não está publicamente disponível devido a restrições institucionais relacionadas ao acesso e à proteção das informações.

7. BIBLIOGRAFIA

• ^[1] FILO, G., LEMPA, P., WISOWSKI, K., “Review of deterministic and AI-based methods for fluid motion modelling and sloshing analysis”, Energies, v. 18, n. 5, pp. 1263, 2025. doi: https://doi.org/10.3390/en18051263.
  » https://doi.org/10.3390/en18051263
• ^[2] SUTTON, G.P., BIBLARZ, O., Rocket propulsion elements, 8 ed., New York, Wiley-Interscience, pp. 201–259, 2010.
• ^[3] BAPTISTA, C.A.R.P., BARBOZA, M.J.R., ADIB, A.M.L., et al, “High temperature cyclic pressurization of titanium ducts for use in aircraft pneumatic systems”, International Journal of Pressure Vessels and Piping, v. 86, pp. 581–588, 2009.
• ^[4] SNEDDON, K. “Design considerations for positive expulsion tankage in high gravity field environments”, In: Proceedings of the 32nd AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference and Exhibit, 22 p., Buena Vista, FL, 1995.
• ^[5] PORTER, R.N., STANFORD, H.B., “Propellant expulsion in unmanned spacecraft, Technical Report No. 32–899, La Cañada Flintridge, Jet Propulsion Laboratory, California Institute of Technology, 70 p., 1966.
• ^[6] RADTKE, W., Metal diaphragms for propellant tanks: material selection, design, manufacture and testing, Paris, European Space Agency, 6 p., 1999.
• ^[7] KLIMOVSKII, D.A., ZHURAVLEV, V.Y., “Clarification of the surface loading energy for the fuel tank diaphragm”, Russian Aeronautics, v. 68, n. 1, pp. 18–24, 2025. doi: https://doi.org/10.3103/S1068799825010039.
  » https://doi.org/10.3103/S1068799825010039
• ^[8] ZHANG, X.-H., TANG, B., LI, J.-S., et al, “Asymmetric deformation of near hemispherical diaphragm under uniform surface load”, Journal of Shanghai Jiaotong University (Science), v. 16, n. 2, pp. 214–218, 2011. doi: https://doi.org/10.1007/s12204-011-1124-5.
  » https://doi.org/10.1007/s12204-011-1124-5
• ^[9] WAGNER, W.A., Liquid rocket metal tanks and tank components, NASA Monograph, Ohio, NASA, pp. 72–79, 1974.
• ^[10] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS, ASTM E8/E8M-22 Standard Test Methods for Tension Testing of Metallic Materials, West Conshohocken, ASTM, 2022.
• ^[11] SCHAEFFER, L., Conformação mecânica, 2 ed., Porto Alegre, Imprensa Livre Editora, pp. 49–122, 2004.
• ^[12] SOUZA, S.A., Ensaios mecânicos de materiais metálicos, 5 ed., São Paulo, Edgard Blücher, 1982.
• ^[13] KIM, B.-M., LEE, C.-J., LEE, J.-M., “Estimations of work hardening exponents of engineering metals using residual indentation profiles of nano-indentation”, Journal of Mechanical Science and Technology, v. 24, n. 1, pp. 73–76, 2010. doi: https://doi.org/10.1007/s12206-009-1115-8.
  » https://doi.org/10.1007/s12206-009-1115-8
• ^[14] BRESCIANI FILHO, E., SILVA, I.B., BATALHA, G.F., et al, Conformação plástica dos metais, 6 ed., Campinas, UNICAMP, pp. 12–148, 2011.
• ^[15] SHINDE, M., JADHAV, S., GURAV, K., “Experimental set up on metal spinning”, International Journal of Engineering Development and Research, v. 2, pp. 2684–2690, 2014.
• ^[16] KUMAR, R.U., “A study on deep drawing and spinning process in sheet metal forming”, International Journal of Application or Innovation in Engineering & Management, v. 2, n. 2, pp. 170–175, 2013.
• ^[17] IQUILIO, R., FEHRMANN, K., NÚÑEZ SEPÚLVEDA, S., et al, “Evaluating the plastic anisotropic effect on the forming limit curve of 2024-T3 aluminum alloy sheets using Marciniak tests and digital image correlation”, Applied Sciences, v. 14, n. 17, pp. 8082, 2024. doi: https://doi.org/10.3390/app14178082.
  » https://doi.org/10.3390/app14178082
• ^[18] BARONY, N.B., JORGE, I.C.S., SILVA, A.S., et al, “Comportamento mecânico e textura de chapas finas das ligas de alumínio 5052 e 5050C”, Matéria, v. 29, n. 2, e20230321, 2024. doi: https://doi.org/10.1590/1517-7076-rmat-2023-0321.
  » https://doi.org/10.1590/1517-7076-rmat-2023-0321
• ^[19] CALLISTER JUNIOR, W.D., Materials science and engineering: an introduction, 7 ed., New York, John Wiley & Sons, pp. 195–199, 2007.
• ^[20] HUZEL, D.K., HLIANG, D.H., Design of liquid propellant rocket engines, NASA SP-125, 2 ed., Los Angeles, Rocketdyne Division, North American Aviation, pp. 295–304, 1992.

Datas de Publicação

• Publicação nesta coleção
  06 Jul 2026
• Data do Fascículo
  2026

Histórico

• Recebido
  19 Jan 2026
• Aceito
  22 Maio 2026