6 Resultados Experimetais O propósito deste capítulo é validar experimetalmete a metodologia apresetada os capítulos ateriores através do programa computacioal desevolvido. O estudo é focado o comportameto elastoplástico das deformações próximas ao etalhe em uma barra retagular submetida a flexão. Para isso, um esaio de flexão em quatro potos é realizado em uma amostra de aço iox 304. Primeiramete é descrito o procedimeto para obteção das propriedades mecâicas do material a ser esaiado e, em seguida, é apresetada a cofiguração experimetal adotada. Na parte fial do capítulo são apresetados os resultados obtidos experimetalmete em laboratório. É feita a comparação com modelos semi-empíricos de previsão de efeitos de cocetração de deformações, simulações utilizado o programa de Elemetos Fiitos ANSYS e medições feitas com o sistema de medição visual VIC-3D da empresa Correlated Solutios. 6.1. Caracterização do Material A caracterização mecâica do aço iox 304 é feita segudo a orma ASTM E646-07. Para isso, um esaio de tração uiaxial é executado em um corpo de prova do material, de forma e dimesões mostradas a Fig. 6.1. Figura 6.1 Geometria do corpo de prova utilizado para caracterização do aço 304 (dimesões em milímetros).
95 A Fig. 6.2 apreseta a curva tesão-deformação de egeharia obtida diretamete do esaio de tração, e a sua respectiva curva tesão-deformação real trasformada pelas relações: ε = l 1+ eg ( 1 eg ) ( ε eg ) = + ε (6.1) ode (, ε)são os pares de potos a curva tesão-deformação real e, ( eg, ε eg ) os pares de potos a curva tesão-deformação de egeharia. 550 500 450 400 Tesão [ MPa ] 350 300 250 200 150 100 50 0 0 0.5 Curva de Eg. Curva real 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Deformação ε [ % ] Figura 6.2 Curva -ε de egeharia e real para o aço iox 304. A partir desse gráfico são extraídas algumas propriedades mecâicas do material, como o módulo de elasticidade (vide Fig. 6.3) e a resistêcia ao escoameto, S y = 345 MPa. Figura 6.3 Determiação do módulo de elasticidade para o aço iox 304.
96 O coeficiete H e o expoete h de ecruameto mootôico são determiados de acordo com o procedimeto estabelecido a orma ASTM E646-07 (ASTM E646, 2007). Na Fig. 6.4 é mostrado o cálculo de H e h através do ajuste de uma reta aos dados tesão real versus deformação plástica real plotados em coordeadas log-log. Figura 6.4 Ajuste do coeficiete H e do expoete h para o aço 304. A Fig. 6.5 apreseta a curva tesão-deformação o real mootôica modelada utilizado os parâmetros de ecruameto ajustados ateriormete, através do modelo proposto por Ramberg-Osgood (1943): ε = + E H 1 h (6.2) 450 400 350 Tesão [ MPa ] 300 250 200 150 h = 0,08 H = 556 MPa 100 50 0 0 0.2 Curva Real Ramberg-Osgood 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 Deformação ε [ % ] Figura 6.5 Ajuste de Ramberg-Osgood para o aço 304.
97 6.2. Motagem Experimetal Neste esaio, o corpo de prova utilizado é uma barra retagular, o qual foi usiado um etalhe com formato semicircular de raio igual a 12,5 mm, coforme mostra o deseho da Fig. 6.6. Figura 6.6 Geometria do corpo de prova utilizado para o esaio de flexão (dimesões em milímetros). Uma região de iteresse a superfície do corpo de prova foi devidamete acodicioada coforme procedimeto descrito a Seção 5.1, executado com tita braca de fudo e salpicos de tita preta, como mostrado a Fig. 6.7. Figura 6.7 Corpo de prova utilizado o esaio de flexão em quatro potos. As duas câmeras do sistema de visão estereoscópico são posicioadas em frete ao corpo de prova, e calibradas coforme descrito a Seção 5.3. Esta cofiguração das câmeras forece um campo de visão equivalete a 34,9 29,2 mm 2, com uma resolução de imagem de 14,3 µm/pixel o plao do objeto. Um sistema de ilumiação por fibra óptica foi posicioado a uma distâcia coveiete da superfície do material.
98 A cofiguração experimetal do esaio de flexão em quatro potos é mostrada esquematicamete a Fig. 6.8. Os comprimetos dos vãos meor e maior são de Ls = 80 mm e Li = 160 mm, respectivamete. Figura 6.8 Viga retagular com etalhe etalhe semicircular submetida a flexão em quatro potos. PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1021785/CA O esaio de flexão em quatro potos foi realizado a máquia uiversal Istro modelo 4411,, pertecete ao Laboratório de Fadiga da PUC-Rio. PUC Dispositivos adequados para este tipo de esaio mecâico são fixados a máquia, como mostrado a Fig. 6.9.. Figura 6.9 Motagem experimetal.
99 A imagem de referêcia é capturada o iício do esaio, ates da aplicação dos carregametos. Em seguida, foram aplicados icremetos sucessivos de carga P da ordem de 0,5 kn, até atigir P = 12 kn. Em cada icremeto de força foram capturadas as respectivas images. 6.3. Aálise a partir de Modelos Semi-Empíricos Para a geometria em questão, o valor do coeficiete de cocetração de tesão liear elástico K t é calculado a partir de simulações 3-D utilizado o software de elemetos fiitos ANSYS. Os resultados das simulações são apresetados a Tab. 6.1. Tabela 6.1 Resultados obtidos para o cálculo do K t liear elástico. Carga [N] Deformação Nomial [µε] Deformação Máxima [µε] 2000 446 639 1,43 3000 670 959 1,43 4000 893 1279 1,43 A seguir, são discutidas as regras semi-empíricas de cocetração de tesões utilizadas a aálise. K t 6.3.1. Regra de Neuber A regra de Neuber cosiste o método de aproximação local mais frequetemete utilizado o cálculo de tesões e deformações elastoplásticas locais. Se o material seguir a relação de Ramberg-Osgood (Equação 6.2), para o regime elastoplástico localizado tem-se: 1/ h 2 2 2 m m Kt = + m (6.3) E E H Esta equação assume, o etato, que as tesões omiais são elásticas. Seeger e Heuler (1980) mostraram a aplicabilidade da geeralização da regra de Neuber a carregametos mootôicos em que a tesão omial é próxima ou superior à resistêcia de escoameto do material. Nesta situação, são cosideradas
100 duas equações de Ramberg-Osgood, uma para descrever as tesões que atuam a raiz do etalhe e a outra para modelar as tesões omiais, que ao serem equacioadas resultam em (Castro e Meggiolaro, 2009): 2 1/ h 2 1/ h m m K t + = + m 2 (6.4) E H E H 6.3.2. Regra de Molski e Glika Glika propõe para o cálculo das tesões e deformações locais o método da eergia de deformação equivalete, que se traduz pela seguite expressão para tesões omiais elásticas: 2 K t 2 2 m m m = + 2E 2E 1+ h H 1/ h (6.5) Se a tesão omial for próxima ou superior à resistêcia de escoameto, etão a Eq. (6.5) toma a forma (Castro e Meggiolaro, 2009): 2 K t + = + 2 1+ 2 1+ E h H E h H 2 1/ h 2 1/ h m m m (6.6) 6.3.3. Regra de Neuber Modificada Na referêcia Lee et al.(2005) é apresetada uma versão modificada da tesão omial, M, para casos de plasticidade geeralizada a preseça de gradietes de tesão, proposta por Seeger e Heuler (1980): M Kt = (6.7) K p ode K p é chamado de fator de plasticidade do etalhe, defiido por: K p L p = (6.8) L y ode L y e L p são as cargas de escoameto e de colapso plástico, respectivamete, do compoete e carregameto estudados.
101 Para o caso da barra retagular com etalhe semicircular sujeita a flexão, a tesão omial é calculada baseada a área líquida da placa descotado a área do etalhe. Assim, seja uma viga de comprimeto L, seção retagular de altura (D - r) e base t, e seja o material dúctil modelado como elastoplástico sem ecruameto, o valor de K p é etão calculado da seguite forma: K p 2 t ( D r) S y 4 = = 1,5 2 t ( D r) S y 6 (6.9) ode S y é a resistêcia ao escoameto do material. Logo, os valores modificados de tesão e deformação, o corpo de prova submetido à flexão, são defiidos pelas seguites relações: M Kt = (6.10) 1,5 1/ h M M M ε = + (6.11) E H Um fator de cocetração de tesões modificado, modificada da Eq. (6.10) é defiido por: M K t, associado à tesão M M K = K (6.12) t t E, desta forma, a regra de Neuber pode ser reescrita: 2 M M M m m K t m ( ) 1/ h 2 ε = + (6.13) E H Fialmete, a regra de Neuber modificada é rearrajada da seguite forma: ( ) 2 2 K 1/ h = + m (6.14) E E H t m m Se a tesão omial for próxima ou superior à resistêcia ao escoameto, etão a equação aterior toma a forma:
102 ( ) M ( ) 2 1/ h 2 1/ M h 2 + = + (6.15) E H E H M M m m K t m Em fução de K t, K p e : 1/ h 2 1/ h Kt Kt m m Kt K p + = + m (6.16) K p E K p H E H ode K p = 1,5, para a viga em flexão (Eq. 6.9). 6.3.4. Regra Molski e Glika Modificada O mesmo procedimeto descrito a seção aterior, aplicado para modificar a regra de Neuber, será adotado para modificar a regra de Molski e Glika (Eq. 6.5). Desse modo, 2 2 2 K t m m m = + 3E 2E 1+ h H 1/ h (6.17) tem-se: E, se a tesão omial for próxima ou superior à tesão de escoameto, ( K t ) M ( ) 2 1/ h 2 1/ M M + = + 2E 1+ h H 2E 1+ h H M 2 m m m h (6.18) Em fução de K t, K p e : K p ( ) + = + 3 1+ 2 1+ E h K p H E h H 2 1/ h 2 1/ h Kt Kt Kt m m m (6.19) ode K p = 1,5, para a viga em flexão (Eq. 6.9). 6.4. Aálise por Elemetos Fiitos O software Asys foi também utilizado para realizar as simulações elastoplásticas pertietes ao método de Elemetos Fiitos, de modo a avaliar e comparar os resultados obtidos experimetalmete. Para tato, foi costruído um
103 modelo tridimesioal a partir das propriedades do material e dimesões do corpo de prova. A malha utilizada as simulações, mostrada a Fig. 6.10, é composta de elemetos tetraédricos quadráticos. Nota-se que foi feito um maior refiameto da malha a região próxima do etalhe, com a fialidade de poder registrar de maeira mais precisa o efeito da mudaça o campo de deformações. Figura 6.10 Discretização do modelo do corpo de prova em elemetos fiitos. Para simular o comportameto elastoplástico do material foi adotado um modelo multiliear isotrópico, o qual é descrito por uma curva tesão-deformação plástica do material iiciado com valor de deformação plástica igual a zero (vide Fig. 6.11). Mais detalhes sobre a utilização do software ANSYS Workbech podem ser ecotrados o maual do programa (Asys, 2009). Figura 6.11 Exemplo de cofiguração do modelo de ecruameto em ANSYS.
104 6.5. Aálise Utilizado o Software VIC-3D Após a captura das images do esaio, as mesmas são exportadas diretamete para o software VIC-3D 2010, ode é realizada a calibração do sistema e as correlações das images do espécime avaliado. Etre os pricipais parâmetros a serem cofigurados o programa, pode-se citar o tamaho da jaela de correlação (subset), e o tamaho do passo da varredura detro da área de iteresse (step). Mais detalhes sobre a utilização do VIC-3D podem ser ecotrados o maual do programa em (VIC-3D, 2010). Para a aálise apresetada este capítulo, foi utilizado um tamaho de jaela de 31/31 pixels e um tamaho de passo de 15 pixels, que foram os que apresetaram os melhores resultados a obteção do campo de deformações a vizihaça do etalhe. A Fig. 6.12 apreseta a tela pricipal do programa, ode é mostrada a discretização da região de iteresse com estes parâmetros. Figura 6.12 Região de iteresse aalisada o software VIC-3D. 6.6. Aálise Utilizado o Método SIFT-Meshless No método proposto esta tese, depois da escolha da região de iteresse, as images são processadas pelo algoritmo SIFT. Na Fig. 6.13 são mostrados os potos homólogos extraídos do par-estéreo correspodete à imagem de referêcia.
105 CAM ESQUERDA: Imagem Referêcia CAM DIREITA: Imagem Referêcia Figura 6.13 Potos correspodetes localizados a imagem de referêcia pelo algoritmo SIFT. A Tab. 6.2 apreseta detalhes sobre o processameto das images estéreo capturados para cada valor de carga aplicada. PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1021785/CA Tabela 6.2 Detalhes do processameto SIFT para o corpo de prova metálico. Carga [N] N de matches Tempo (seg)(*) Par-Estéreo Referêcia Par-Estéreo Deformada Referêcia/ Deformada 2000 15737 15539 9688 271 3000 15891 15676 9246 270 4000 15928 15811 8813 271 5000 15733 15581 8344 275 6000 15798 15610 8366 261 7000 15691 15541 8064 275 8000 15670 15521 7879 268 9000 15905 15485 7584 279 10000 15979 15786 7437 275 11000 15603 15338 7137 269 12000 15921 15677 6995 265 (*)Itel core i7,processador 2.2GHz. Na formulação sem malha, o domíio de ifluêcia é circular com raio de ifluêcia míimo, di, igual a 2,5 mm, como mostrado a Fig. 6.14. A fução peso adotada é a fução Gaussiaa (Eq. 4.41) com parâmetros b = 2 e k = 1.
106 Figura 6.14 Nós o domíio do problema e domíio de ifluêcia míimo (d i = 2,5 mm) utilizados a formulação sem malha. 6.7. Comparação de Resultados A seguir são apresetadas as saídas gráficas para a compoete de deformação a direção horizotal x, geradas pelo programa desevolvido. A Fig. 6.15 correspode ao valor de carga de 4 kn, aida o regime elástico, e a Fig. 6.16 ao valor de carga de 8 kn, quado se tem deformações elastoplásticas a raiz do etalhe. Figura 6.15 Campo de deformações a direção horizotal x obtido pelo método SIFT-Meshless para a carga de 4 kn.
107 Figura 6.16 Campo de deformações a direção horizotal x obtido pelo método SIFT-Meshless para a carga de 8 kn. Nas Figs. 6.15 e 6.16 idetificam-se claramete os efeitos da cocetração de deformações a região do etalhe, ode o pico máximo de deformação aparece a região próxima ao elemeto cocetrador de tesões. O valor positivo da deformação máxima é cosequêcia do mometo fletor aplicado o corpo de prova, que provoca esforços de tração a parte iferior da viga e esforços de compressão a parte superior. As Figs. 6.17 e 6.18 apresetam as saídas gráficas processadas pelo software VIC-3D para os mesmos valores de carga 4 kn e 8 kn, respectivamete. Os resultados correspodem à cofiguração de parâmetros defiida a Seção 6.5. Figura 6.17 Campo de deformações a direção horizotal x obtido pelo software VIC-3D para a carga de 4 kn.
108 Figura 6.18 Campo de deformações a direção horizotal x obtido pelo software VIC-3D para a carga de 8 kn. Em seguida, os resultados da aálise tridimesioal por Elemetos Fiitos utilizado o software ANSYS, para as mesmas codições de carga, são mostrados as Figs. 6.19 e 6.20. As simulações são realizadas utilizado a discretização do modelo defiida a Seção 6.4. Figura 6.19 Campo de deformações a direção horizotal x obtido pelo software ANSYS para a carga de 4 kn.
109 Figura 6.20 Campo de deformações a direção horizotal x obtido pelo software ANSYS para a carga de 8 kn. Para se verificar a cocordâcia dos resultados, primeiramete são comparados os resultados experimetais obtidos pelo método proposto SIFT- Meshless com os resultados uméricos das simulações utilizado ANSYS. Para isto, ambas as respostas são mostradas a mesma escala. As Figs. 6.21 e 6.22 mostram os resultados da comparação, ode uma boa coerêcia etre as respostas pode ser observada. Figura 6.21 Comparação etre resultados umérico e experimetal para a compoete de deformação a direção horizotal x com carga 4 kn.
110 Figura 6.22 Comparação etre resultados umérico e experimetal para a compoete de deformação a direção horizotal x com carga de 8 kn. Os resultados relativos à máxima deformação prevista para a compoete a direção horizotal, ε xx, oferecidos pelo método SIFT-Meshless, simulações por Elemetos Fiitos e pelas aálises semi-empíricas são apresetadas a Tab. 6.3. Tabela 6.3 Resultados de máxima deformação a direção horizotal x. Carga [N] Neuber Valores de deformação máxima ε xx [µε] M&G Neuber Mod. M&G Mod. MEF ANSYS SIFT- Meshless 2000 639 638 639 639 639 600 3000 960 960 960 960 959 1011 4000 1297 1285 1297 1285 1279 1213 5000 1728 1628 1725 1628 1599 1585 6000 2261 2004 2220 1971 2021 1985 7000 2867 2489 2738 2362 2499 2462 8000 3616 3139 3298 2831 3113 3091 9000 4660 4150 4041 3471 3933 3820 10000 6347 5770 5158 4532 5093 5078 11000 9457 8818 7122 6411 6908 6648 12000 16188 15096 11257 10455 10109 9372 Para uma melhor visualização, dois gráficos são motados a partir da Tab. 6.3 e mostrados as Figs. 6.23 e 6.24. Na Fig. 6.23 são mostrados os valores correspodetes à regra de Neuber (Equação 6.4), regra de Molski-Glika
111 (Equação 6.6), Elemetos Fiitos e método SIFT-Meshless. Na seguda figura são mostrados os valores correspodetes à regra de Neuber modificada (Equação 6.16), regra de Molski-Glika modificada (Equação 6.19) e método SIFT- Meshless. Observado a Fig. 6.23 pode ser apreciada uma elevada correspodêcia etre os valores de deformação obtidos pelo método SIFT-Meshless e o método de Elemetos Fiitos. Note que as regras tradicioais de Neuber e Molski-Glika superestimam as deformações ε xx, mesmo cosiderado tesões omiais como elastoplásticas, em especial para maiores carregametos evolvedo muita plasticidade localizada. A iteração elastoplástica etre os gradietes de tesão omial (devido à flexão) e de tesão o etalhe ão é computada pelas regras tradicioais, sedo, o etato, muito bem previstas pelas regras modificadas apresetadas, como verificado a Fig. 6.24. As difereças etre as previsões do fator de cocetração de deformações elastoplástico, K ε, para o caso da barra fletida, aplicado as regras tradicioais de Neuber e Moslki-Glika e as regras modificadas são mostradas a Fig. 6.25. Nesta figura, os valores de K ε foram obtidos cosiderado a tesão omial como elástica utilizado a Lei de Hooke. Nota-se que, a igualdade K t = K ε vale apeas o caso liear elástico, pois K t < K ε quado a tesão omial está próxima ou é superior à resistêcia ao escoameto do material.
112 Figura 6.23 Comparação de resultados para deformação máxima a direção horizotal x obtidos pelas regras de Neuber e Molsky- Glika, o Método de Elemetos Fiitos (ANSYS), e o método SIFT-Meshless.
113 Figura 6.24 Comparação de resultados para deformação máxima a direção horizotal x obtidos pelas regras modificadas de Neuber e Molski-Glika, e o método SIFT-Meshless.
114 Figura 6.25 Comparação de resultados para K ε obtidos pelas regras de Neuber e Molski-Glika, regras modificadas de Neuber e Molski- Glika, e o método de Elemetos Fiitos (ANSYS).
115 A seguir, é apresetada a evolução da deformação ao logo da seção trasversal a posição x = 0 para cada valor de carga. Nas Figs. 6.26 a 6.35 são comparadas as soluções obtidas pelo método SIFT-Meshless, software de correlação digital de images VIC-3D e o método de Elemetos Fiitos. Em todos os casos, ota-se que o método SIFT-Meshless proposto mede perfis de deformação muito próximos aos calculados por Elemetos Fiitos, em especial a raiz do etalhe (distâcia relativa ao etalhe ula). Por outro lado, em todas as figuras, ota-se um desempeho iferior do sistema VIC-3D esta cofiguração experimetal, mesmo com seus parâmetros otimizados. Em especial, o sistema VIC-3D subestima sigificativamete a deformação o etalhe, e cosequetemete K ε, sedo potecialmete ão coservativo para todos os casos estudados. Um dos pricipais motivos dessa deficiêcia é a icapacidade do VIC-3D de obter diretamete as deformações as bordas de compoete, justamete ode se ecotram as raízes de etalhes. Isto pode ser otado as Figs. 6.26 a 6.35, que mostram perfis de deformação do VIC- 3D partido de 0,4 mm da distâcia relativa ao etalhe. Os valores máximos de deformação, desse modo precisariam ser calculados por extrapolação do campo de deformações, comprometedo a acurácia da medição. 1200 Carga de 3 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 1000 800 600 400 200 0-200 -400-600 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.26 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 3 kn.
116 1500 Carga de 4 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 1000 500 0-500 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D -1000 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.27 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 4 kn. 2000 Carga de 5 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 1500 1000 500 0-500 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D -1000 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.28 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 5 kn. 2500 Carga de 6 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 2000 1500 1000 500 0-500 -1000 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D -1500 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.29 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 6 kn.
117 3000 Carga de 7 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 2500 2000 1500 1000 500 0-500 -1000-1500 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.30 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 7 kn. 4000 Carga de 8 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 3000 2000 1000 0-1000 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D -2000 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.31 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 8 kn. 5000 Carga de 9 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 4000 3000 2000 1000 0-1000 -2000 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D -3000 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.32 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 9 kn.
118 6000 Carga de 10 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 5000 4000 3000 2000 1000 0-1000 -2000-3000 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.33 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 10 kn. 8000 Carga de 11 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 6000 4000 2000 0-2000 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D -4000 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.34 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 11 kn. 12000 Carga de 12 kn Deformação Máxima ε xx [ µε ] 10000 8000 6000 4000 2000 0-2000 -4000-6000 MEF ANSYS SIFT-Meshless VIC-3D 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Distâcia relativa ao etalhe [ mm ] Figura 6.35 Distribuições de ε xx a posição x = 0 para P = 12 kn.
119 6.8. Aálise da Icerteza as Medições Experimetais Nesta seção é feita uma avaliação do grau de icerteza do método SIFT- Meshless proposto, que pode ser associado a erros a localização do algoritmo SIFT ou mesmo da calibração das câmeras. A metodologia adotada cosiste a aálise de pares de images do corpo de prova capturadas sem aplicação de carga, para determiar valores de deformação as images, a pricípio iguais. A Tab. 6.4 apreseta os resultados da aálise de três pares de images estéreo idicado o erro RMS e o máximo erro absoluto, demostrado a adequabilidade da técica em medir as deformações estudadas, atigido 10000 µε para carga de 12 kn, com erros abaixo de 40 µε. Uma vez que esses erros são itrísecos à resolução e calibração da câmera, à textura aplicada ao material, e a erros do algoritmo SIFT, estima-se que o valor do erro ão deve aumetar sigificativamete com a carga aplicada. Imagem Tabela 6.4 Aálise de icerteza para o método utilizado. Erro RMS (µm) Erro RMS (pixels) Erro RMS (µε) Erro máximo (µε) Par-Estéreo 1 3,9 0,3 39 113 Par-Estéreo 2 1,5 0,1 28 86 Par-Estéreo 3 1,3 0,09 23 66