Pablo Tinoco da Silva - UEZO

I

RESUMO

SILVA, Pablo Tinoco. Análise de tensões residuais em búricas para convoo de

navios militares por difração de raio x e ensaios destrutivos e não destrutivos.

Dissertação (Mestrado Profissional). Programa de Pós-Graduação em Ciência e

Tecnologia de Materiais – Centro Universitário Estadual da Zona Oeste 2015.

Este trabalho engloba estudos voltados para avaliação de defeitos em juntas soldadas em

estruturas navais, que utilizaram aços carbono cujas especificações ASTM A 131, em

relação a esforços resultantes de trincas internas. Para essa avaliação foi utilizado o

procedimento de difração por Raio x que permitiu estudar a estrutura da solda diante de

descontinuidade planar identificada através de ensaios não destrutivos e destrutivos.

Para este estudo, foram mencionados alguns parâmetros envolvendo a mecânica da

fratura, metalurgia da soldagem e efeitos micro-estruturais que contribuem para a

avaliação da integridade estrutural do elemento e que possibilita a garantia da segurança

operacional.

Os resultados mostraram que por conta de um projeto delineado de forma a não

possibilitar a execução do procedimento correto de soldagem, acarretara na existência

de trinca em juntas soldadas, não permitindo a resistência previamente estimada para tal

elemento estrutural (Búricas). Desta forma, a segurança da embarcação e aeronave de

asa rotativa dar-se-á por meio de peias fixadas em búricas que apresentam tensões

residuais. Após o estudo com a utilização da metodologia de análise de tensões, foi

possível perceber que a condição de fabricação da búrica, proporcionou trincas e

tensões residuais acima do valor da tensão limite de escoamento do aço ASTM A 131

que é de 230Mps além de contribuir para as análises e resultando assim a reprovação do

elemento estrutural, ou seja, sendo necessária a sua substituição.

Palavras-chaves: Juntas soldadas. Resistência. Limite de escoamento.

II

ABSTRACT

SILVA, Pablo Tinoco. Analysis of residual tensions in link plates for flight deck of

military ships, using x-ray diffraction and destructive and non-destructive testing.

Dissertation (Master). Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de

Materiais – Centro Unievrsitario Estadual da Zona Oeste 2015.

This work comprehends studies focusing on the assessment of defects in welded joints

in marine structures made of carbon steel, whose specification is ASTM A 131, and

whose efforts resulted in internal cracks. The x-ray diffraction procedure was used for

this evaluation, which allowed such study of the structure of the weld before planar

discontinuity, identified through destructive and non-destructive testing. For this work

were mentioned some parameters involving fracture mechanics, welding mettalurgy and

microstructural effects were mentioned, which contributed to the evaluation of the

structural integrity of the element, ensuring operational safety.

The results showed that, due to a project designed which did not make possible the

execution of the correct procedure of welding possible, some cracks will occur in

welded joints, not allowing the previously estimated toughness for such structural

element. Thus, the safety of the vessel and rotating-wing of the aircraft will be given by

straps fixed in the link plates which showed residual stress. After the study with the use

of the of stress analysis methodology, it was possible to note that the condition of the

(link plates) manufacture provided residual cracks and tensions over the value of the

tension of the steel yield strength ASTM A 131, which is 230Mps, besides contributing

to the analisis and resulting in the structural element failure. In other words, the

substitution of these elements (link plates) was totally necessary.

Keywords: welded joints, toughness/strength, yield strength

III

LISTA DE FIGURAS

Figura 1- Aeronave devidamente peiada em convoo de navio militar ............................ 3 Figura 2- Búrica em convoo de navio militar ................................................................. 4

Figura 3- Fratura dúctil com extremidade em forma de taça-cone (CALLISTER, 2000)

................................................................................................................................... 12

Figura 4- Propagação dúctil da trinca (Adaptado de Bastian, 1989) ............................. 13 Figura 5 - Fratura frágil com isenção de deformação plástica (Callister, 2000) ............ 14

Figura 6 - Modos de carregamento nas superfícies da trinca: (a) modo I, (b) modo II e

(c) modo III................................................................................................................. 14

Figura 7 - Desenho esquemático da seção reta de uma junta soldada por fusão,

apresentando as regiões formadas (Adaptada de Modenesi, 2005) ............................... 17

Figura 8 - Reflexão do feixe de raio x (Adaptado de Callister, 2000) ........................... 26 Figura 9 - Distâncias interplanares de grãos com diferentes orientações de um corpo

isento de tensões. De acordo com (MONINE 1994), a presença de um estado de tensões

num determinado material, faz com que estas distâncias variem, devido à deformação

elástica. Se a tensão aplicada for trativa, as distâncias entre planos perpendiculares estas

aumentarão, enquanto para os planos paralelos ao campo de tensões, estas distâncias

vão diminuir, como pode ser observado na Figura 10. ................................................. 26 Figura 10 - Distâncias interplanares de grãos com diferentes orientações, de um corpo

sob um campo de tensões (Monine, 1994) ................................................................... 27 Figura 11 - Ensaio de líquido penetrante na búrica de teste .......................................... 28

Figura 12 - Ensaio de partícula magnética ................................................................... 33 Figura 13 - Búrica sob tração pelo conjunto macaco hidráulico/manômetro ................ 37

Figura 14 - Elementos químicos previstos no aço ASTM A 131. Adaptado [ASTM] .... 38 Figura 15 - Foto do projeto de fabricação da búrica de peiamento ............................... 39

Figura 16 - Estampagem do copo da búrica realizada no AMRJ .................................. 40 Figura 17 - Montagem da cruzeta no copo estampado para soldagem .......................... 41

Figura 18 - Conservação da temperatura do corpo de prova e eletrodos nos parâmetros

especificados no item 3.3.3 ......................................................................................... 42

Figura 19 - Soldagem da cruzeta no copo estampado................................................... 43 Figura 20 - Máquinas de solda ESAB LHF 400 – CC, reguladas nos parâmetros

especificados na Tabela 9 ............................................................................................ 45 Figura 21 - Lápis térmicos para controle da temperatura mínima e máxima especificadas

na Tabela 9 .................................................................................................................. 45 Figura 22 - Búrica sob ação do ensaio de Líquido Penetrante ...................................... 46

Figura 23 - Trinca superficial encontrada próximo à junta soldada Nº 1 ....................... 47 Figura 24 - Equipamento para ensaio de tração no Laboratório de ensaios destrutivos . 48

Figura 25 - Corpo de prova sujeito o ensaio de tração (7257 Kgf / 3 min).................... 48 Figura 26 - Equipamento para o ensaio de Partícula Magnética ................................... 49

Figura 27 - Ensaio Partícula Magnética sendo realizado .............................................. 49 Figura 28 - Trincas encontradas na junta soldada de Nº 1 ............................................ 50 Figura 29 - Gráficos das funções θψ =f(seno2ψ) ......................................................... 52

Figura 30 - Esquema de medida de tensão por difração de raios X (a,b) e perfil da linha

de difração registrada pelo detector (c) ........................................................................ 52

Figura 31 - As unidades principais para construção de um aparelho de raios X portátil 54 Figura 32 - Vista geral do aparelho de raios X gerando a linha de Difração na junta

soldada de Nº 5 da Búrica, conforme item 3.4.4 .......................................................... 55 Figura 33 - Polimento eletrolítico ................................................................................ 56

IV

Figura 34 - Ensaio por difração de raio x do corpo de prova, conforme item 3.4.4 ....... 56

Figura 35 - Gráficos das funções θψ =f(seno2 ..................................... 57 Figura 36 - Perfil da linha de difração registrada pelo detector na Junta Nº1 ................ 57





Figura 45 – Equipamento de ensaio de microdureza Rockwell-B ................................ 62 Figura 46 - Corte do corpo de prova ............................................................................ 64

Figura 47 - Deformações plásticas sofridas próximo ao Nº 1 – Nº 2 ............................ 65 Figura 48 - Deformações plásticas sofridas próximo ao Nº 3 – Nº 4 ............................ 66

Figura 49 - Deformações plásticas sofridas próximo ao Nº 1 ....................................... 66 Figura 50 - Microscópio óptico utilizado na captação das imagens .............................. 67

Figura 51 - Micrografia MB do copo obtida por MO, aumento de 100x....................... 68 Figura 52 - Micrografia MB do copo obtida por MO, aumento de 200x....................... 68

Figura 53 - Micrografia MB da cruzeta obtida por MO, aumento de 100x ................... 69 Figura 54 - Micrografia MB da cruzeta obtida por MO, aumento de 200x ................... 69

Figura 55 - Micrografia da Zona de Fusão obtida por MO, aumento de 100x .............. 70 Figura 56 - Micrografia da Zona de Fusão obtida por MO, aumento de 500x .............. 70

Figura 57 - Micrografia do metal de solda obtida por MO, aumento de 200x ............... 71 Figura 58 – Falta de fusão de solda obtida por MO, aumento de 50x ........................... 71

Figura 59 – Foto da Macrografia demonstrando as regiões de solda ............................ 72

V

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Cargas impostas de acordo com o tipo de aeronave ....................................... 4 Tabela 2 - Cargas impostas de acordo com o tipo de aeronave ....................................... 5

Tabela 3 - Principais dimensões (m) e pesos (kg) dos helicópteros da MB ..................... 6 Tabela 4 - Propriedades mecânicas. Adaptado de [ASTM] .......................................... 39

Tabela 5 - Procedimento de soldagem do corpo de prova............................................. 41 Tabela 6 - Descrição das camadas, consumível e parâmetros da soldagem ................... 43

Tabela 7 - Descrição dos passes e consumível da soldagem ......................................... 44 Tabela 8 - Descrição da seqüência de passes da soldagem ........................................... 44

Tabela 9 - Descrição dos equipamentos de soldagem e controle de temperatura ........... 45 Tabela 10 - Conforme item 3.4.4, a tensão residual calculada na Junta Nº1 é de 245.9

MPA de maneira Compressiva..................................................................................... 57 Tabela 11 - Conforme item 3.4.4, a tensão residual calculada na Junta Nº2 é de 10 MPA

de maneira Compressiva ............................................................................................. 58 Tabela 12 - Conforme item 3.4.4, a tensão residual calculada na Junta Nº3 é de 162,9

MPA de maneira Compressiva..................................................................................... 59 Tabela 13 - Conforme item 3.4.4, a tensão residual calculada na Junta Nº4 é de 163,3

MPA de maneira Compressiva..................................................................................... 60 Tabela 14 - Conforme item 3.4.4, a tensão residual calculada na Junta Nº5 é de 103,5

MPA de maneira Compressiva..................................................................................... 61 Tabela 15 - Valores obtidos na análise tensões residuais por raio x .............................. 65

Tabela 16 - Valores obtidos no ensaio de dureza Rockwell B ....................................... 67

VI

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO ................................................................................................... 1 1.1 Objetivo ........................................................................................................ 2

1.2 Organização do trabalho ................................................................................ 2 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA............................................................................ 3

2.1 Dispositivos de Peiamento no convoo ............................................................ 3 2.1.1. Búricas .................................................................................................... 3

2.1.2. Calços e peias .......................................................................................... 4 2.2 Resistência estrutural do piso do convoo ........................................................ 5

2.3 Aços .............................................................................................................. 7 2.3.1. Propriedades Mecânicas ........................................................................... 8

2.3.1.1. Deformação elástica .......................................................................... 8 2.3.1.2. Deformação plástica ......................................................................... 8

2.3.1.3. Efeito da temperatura ........................................................................ 9 2.3.1.4. Variabilidade das propriedades mecânicas ......................................... 9

2.4 Tenacidade, fratura dúctil e fratura frágil ..................................................... 10 2.4.1. Tenacidade ............................................................................................. 10

2.4.2. Fratura dúctil ......................................................................................... 11 2.4.3. Fratura frágil .......................................................................................... 13

2.5 Soldabilidade dos aços ................................................................................. 15 2.6 Tratamentos Térmicos ................................................................................. 17

2.6.1. Pré-aquecimento .................................................................................... 18 2.6.2. Como determinar a temperatura de pré aquecimento .............................. 19

2.6.3. Pós-aquecimento .................................................................................... 20 2.6.3.1. Alívio de tensões ............................................................................ 21

2.7 Descontinuidades ......................................................................................... 21 2.7.1. Classificação das descontinuidades ........................................................ 22

2.8 Defeitos ....................................................................................................... 24 2.9 Falha ........................................................................................................... 24

2.10 Difração de raio x ........................................................................................ 24 2.11 Tensão residual ............................................................................................ 26

2.12 Ensaio Liquido Penetrante ........................................................................... 27 2.12.1. Aplicação ........................................................................................... 28

2.12.1.1. Vantagens ....................................................................................... 28 2.12.1.2. Desvantagens ................................................................................. 29

2.12.2. Procedimento do ensaio ...................................................................... 29 2.12.3. Avaliação dos resultados .................................................................... 30

2.12.3.1. Indicações de descontinuidades ...................................................... 31 2.12.3.2. Indicações falsas ............................................................................. 31

2.12.3.3. Indicações não relevantes ............................................................... 31 2.12.3.4. Indicações verdadeiras .................................................................... 31

2.13 Ensaio Partícula Magnética .......................................................................... 32

2.13.1. Aplicação ........................................................................................... 33 2.13.1.1. Vantagens ....................................................................................... 34

2.13.1.2. Desvantagens ................................................................................. 34 2.13.2. Procedimento do ensaio ...................................................................... 35

2.14 Ensaio de tração........................................................................................... 36 2.14.1. Inspeção Visual .................................................................................. 36

VII

2.14.2. Teste de Carga .................................................................................... 36

3. MATERIAS E MÉTODOS ............................................................................... 38 3.1 Material ....................................................................................................... 38

3.2 Propriedades Mecânicas .............................................................................. 39 3.3 Fabricação do Corpo de Prova ..................................................................... 39

3.3.1. Estampagem do copo ............................................................................. 39 3.3.1.1. Procedimento de soldagem do corpo de prova (búrica) ................... 40

3.3.2. Parâmetros e geometria da junta a ser soldada ........................................ 42 3.3.3. Especificação do consumível e parâmetros da soldagem ........................ 43

3.3.4. Consumíveis de soldagem ...................................................................... 44 3.3.5. ................................................................................................................... 44

3.3.6. Seqüência da soldagem .......................................................................... 44 3.3.7. Equipamentos utilizados na soldagem .................................................... 45

3.4 Testes metalúrgicos e ensaios mecânicos ..................................................... 46 3.4.1. Liquido Penetrante ................................................................................. 46

3.4.2. Ensaio de Tração .................................................................................... 47 3.4.3. Partícula Magnética ............................................................................... 49

3.4.4. Ensaio de análise de tensão por difração de raio x .................................. 50 3.4.4.1. Equipamento................................................................................... 54

3.4.4.2. Procedimento experimental ............................................................. 55 3.4.4.2.1. Medidas de tensões na junta soldada de Nº 1.............................. 57

3.4.4.2.2. Medidas de tensões na junta soldada de Nº 2.............................. 58 3.4.4.2.3. Medidas de tensões na junta soldada de Nº 3.............................. 59

3.4.4.2.4. Medidas de tensões na junta soldada de Nº 4.............................. 60 3.4.4.2.5. Medidas de tensões na junta soldada de Nº 5.............................. 61

3.4.5. Ensaio de dureza .................................................................................... 62 3.4.6. Micrografia ............................................................................................ 62

3.4.7. Macrografia ........................................................................................... 63 3.5 Critério para avaliação de descontinuidade planar ........................................ 63

3.6 Dados essenciais para a avaliação ................................................................ 63 4. RESULTADOS E DISCUSSÃO ........................................................................ 64

4.1 Ensaio de análise tensões residuais .............................................................. 64 4.2 Ensaio de Dureza ......................................................................................... 67

4.3 Ensaio de Micrografia.................................................................................. 67 4.4 Ensaio de Macrografia ................................................................................. 72

5 CONCLUSÕES .................................................................................................... 73 6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ................................................ 74

7 REFERÊNCIAS ................................................................................................... 75

1

1. INTRODUÇÃO

A partir da vitória da US Navy em Midway contra a Marinha Imperial do Japão

na 2ª Guerra Mundial, em que os Navios munidos de convôo demostraram sua

superioridade tática e estratégica, ficou evidente a sua importância para as grandes

marinhas do mundo até a atualidade. As aeronaves são usadas para levar munição,

pessoal e carga para outro navio sem ter que emparelhar os navios, podendo ajudar a

diminuir o tempo do ressuprimento além de auxiliar no reabastecimento no mar, apoio

a operações de guerra de minas , apoio logístico de tropas em terra, transporte de tropas,

veículos e outros equipamentos, centro hospitalar de primeira linha e principalmente a

garantia da Lei e a Ordem e antiterror.

Quando se projeta uma estrutura para que esta resista à fratura, existem três

variáveis críticas que precisam ser consideradas: o nível de tensão na estrutura, o

tamanho da trinca e a tenacidade à fratura do material. A mecânica da fratura aborda

relações matemáticas entre essas quantidades, constituindo-se na principal ferramenta

para análise de estruturas contendo defeitos.

Durante a fabricação e montagem das Búricas, ocorrem as inspeções através de

ensaios não destrutivos que irão permitir avaliação das juntas soldadas. Adicionalmente,

a avaliação de integridade estrutural em juntas soldadas através da mecânica da fratura,

representa uma contribuição na direção do desenvolvimento de procedimentos precisos

de avaliação de defeitos e auxiliando etapas durante o projeto, justificando reparos,

favorecendo o desempenho do equipamento e evitando acidentes e danos pessoais,

ambientais e econômicos.

O conceito empregado em mecânica da fratura é a relação entre as condições de

carregamento aplicadas à estrutura trincada e a resistência do material ao crescimento de

trinca e fratura. Se a resistência do material à fratura for inferior às condições de tensão-

deformação do carregamento (e pelas condições geométricas) na ponta da trinca, a falha

estrutural irá ocorrer. As condições aplicadas na ponta da trinca são normalmente

referidas como força motriz da trinca. Assim, para que a falha estrutural seja evitada, a

resistência do material deverá ser superior à força motriz da trinca.

2

1.1 Objetivo

Este trabalho teve como objetivo avaliar conceitos estabelecidos pelo modelo da

mecânica da fratura, o qual avalia a perda da resistência estrutural devido anomalias

físicas da soldagem. Regido pela norma MIL-STD-248D Março 1989 em procedimento

de Soldagem para o Processo de Fabricação e Montagem de Blocos Estruturais em Aço

Carbono, foram avaliadas descontinuidades planares que, com o auxílio de equações

descritas posteriormente, permitem avaliar o defeito, determinando se o mesmo é crítico

ou não para a integridade e segurança da operações aéreas. Como resultados da

aplicação dos ensaios foram feitas recomendações sobre o projeto, procedimento de

fabricação, frequências de inspeção ou reparo das búricas.

1.2 Organização do trabalho

Esta dissertação foi organizada em sete capítulos conforme descrito a seguir:

O capítulo 1 introduz o objetivo do estudo do trabalho.

O capítulo 2 apresenta a revisão bibliográfica, abordando inicialmente assuntos

voltados para soldagem focando na avaliação de defeitos em juntas soldadas.

O capítulo 3 aborda características dos aços utilizados, ensaios realizados e

metodologia empregada no trabalho para realização das análises.

Os capítulos 4 apresenta os resultados, discussões e análises efetuadas referente

os métodos utilizados e descritos no capitulo 3.

O capítulo 5 apresenta as conclusões obtidas em decorrência do trabalho

desenvolvido.

O capítulo 6 exibe as sugestões de trabalho futuro.

O capítulo 7 apresenta as referências bibliográficas que foram utilizadas para o

desenvolvimento desta dissertação.

3

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Dispositivos de Peiamento no convoo

São utilizadas como pontos de fixação das peias no convoo e serão instaladas em

toda a sua área, em número suficiente para permitir o peiamento da aeronave, em

condições normais e de mau tempo.

Figura 1- Aeronave devidamente peiada em convoo de navio militar

2.1.1. Búricas

Três exemplos de búricas constam na DGMM 3008 – (Normas para a

Classificação dos Navios da MB, exceto Navios Aeródromos, para as Operações Aéreas

com Aeronaves de Asa Rotativa.) e sua disposição e projeto observam o constante nos

itens a seguir:

a) o espaçamento entre as búricas adjacentes deverá ser de aproximadamente um

metro e não deverá exceder a dois metros;

b) as búricas deverão ser testadas a cada 48 meses, de acordo com os valores

tabelados acima, devendo o navio manter o último laudo emitido pela organização que

efetuou os testes de carga;

4

c) as cargas que as búricas deverão suportar, expressas em termos de tração

vertical, variam em função do Peso Máximo de Decolagem da aeronave, de acordo com

a Tabela 1:

Tabela 1 - Cargas impostas de acordo com o tipo de aeronave

AERONAVE

TRAÇÃO

VERTICAL

SH-3, UH-14, MH-16 e UH-15/15ª 7257 Kgf / 3 min

AH-11 A 2286 Kgf / 3 min

UH-12, UH-13 e IH-6B 1350 Kgf / 3 min

d) as búricas deverão ser pintadas na cor branca, de forma a facilitar a sua visualização

por ocasião das operações aéreas noturnas.

Figura 2- Búrica em convoo de navio militar

2.1.2. Calços e peias

Os navios homologados como Classe de Apoio 1, 2 e 3 deverão ser dotados de

um número mínimo de calços, peias de corrente e peias de náilon, de acordo com a

tabela 2: (DGMM 3008)

O número de calços e peias indicados na Tabela 2 é exigido para cada uma das

aeronaves embarcadas.

5

Tabela 2 - Cargas impostas de acordo com o tipo de aeronave

CLASSE DE APOIO 1, 2 e 3

AERONAVE CALÇOS

(PARES)

PEIAS

CORRENTE

NÁILON

MH-16 3 18 6

SH-3 3 18 6

UH-15/15A 3 14 6

UH-14 3 14 6

AH-11A 3 12 6

UH-12 0 12 6

UH-13 0 12 6

IH-6B 0 8 6

2.2 Resistência estrutural do piso do convoo

O convoo deve ser estruturalmente dimensionado para suportar as cargas

impostas pelo pouso, estacionamento e rolagem da aeronave de maior peso máximo de

decolagem certificada para operar no navio, bem como para os esforços que lhe são

transmitidos pelas búricas e pela grade do arpão. (DGMM 3008)

Para o dimensionamento estrutural, deve ser considerado que, em operação

normal, a carga imposta ao convoo corresponde a 1,5 vezes o peso do helicóptero no

momento do pouso.

Já o pouso em emergência pode impor uma carga de até 2,5 vezes o peso do

helicóptero. Dessa forma, a estrutura do convoo deve suportar 2,5 vezes o peso máximo

de decolagem do helicóptero mais pesado para o qual esteja homologado.

No caso de serem executadas no navio obras estruturais que possam afetar a

resistência do convoo, uma nova verificação deste parâmetro deverá ser executada pela

Diretoria de Engenharia Naval (DEN).

Todo navio deverá dispor de documento daquela Diretoria Especializada (DE)

que especifique a resistência estrutural do piso para a operação em seu convoo.

6

A cada cinco anos deverá ser feita uma avaliação da resistência estrutural do piso

e emitido laudo de conformidade para a maior aeronave permitida a pousar, devendo o

navio manter o último laudo emitido pela organização que efetuou os testes. (DGMM

3008)

Tabela 3 - Principais dimensões (m) e pesos (kg) dos helicópteros da MB

DIMENSÃO IH-

6B

UH-

12

UH-

13

AH-

11A

UH-

14

MH-

16

UH-

15/15A SH-3A

DIÂMETRO DO ROTOR

PRINCIPAL (R/P) 10,10 10,69 10,69 12,80 15,60 16,36 16,20 18,90

COMPRIMENTO MÁXIMO (PÁS

R/P ABERTAS) 11,88 12,99 12,99 15,24 18,70 19,76 19,50 22,22

COMPRIMENTO MÁXIMO (PÁS

R/P E CONE DOBRADOS) X 10,91 10,91 10,85 12,73 12,54 16,76 14,40

LARGURA MÁXIMA 2,00 2,53 2,53 2,94 3,38 4,36 3,81 4,98

LARGURA MÁXIMA (PÁS R/P E

CONE DOBRADOS) X 2,53 2,53 2,94 4,74 3,26 3,81 4,98

DISTÂNCIA ENTRE ESQUIS 2,00 2,17 2,17 X X X X X

DISTÂNCIA LATERAL ENTRE

OS TRENS DE POUSO X X X 2,94 3,00 2,70 3,00 3,96

DISTÂNCIA LONGITUDINAL

ENTRE OS TRENS DE POUSO X X X 3,01 4,49 2,71 5,25 7,16

DISTÂNCIA ENTRE A

FUSELAGEM E O SOLO 0.57 0.59 0.59 0,11 0,43 0,17 X 0,24

DISTÂNCIA ENTRE A GUARDA

DO R/C E O SOLO 0,75 0.75 0.75 0,72 1,12 0,98 X X

DIÂMETRO DO R/C 1,60 1,86 1,86 2,36 3,05 3,35 3,15 3,23

DISTÂNCIA 1.6 DIÂMETRO R/P 16,16 17,10 17,10 20,48 24,96 26,18 25,92 30,24

DIMENSÃO LONGITUDINAL DA

FUSELAGEM 9,51 10,93 10,93 12,15 15,00 16,25 16,79 16,82

ALTURA MÁXIMA 3,52 3,33 3,33 3,67 4,94 4,10 4,97 5,23

PESO BÁSICO 738 1320 1700 X 5100 6895 5555 6159

PESO MÁXIMO DE

DECOLAGEM 1454 2100 2540 5126 9000 9926 11000 9545

7

2.3 Aços

Um conjunto de fatores parece convergir para explicar o sucesso dos aços. O

primeiro deles será seguramente o fato do ferro, seu principal constituinte, ser um metal

extraordinariamente abundante na crosta terrestre e por isso as suas ligas serem

relativamente baratas quando comparadas com outras ligas metálicas à base de

elementos menos abundantes (titânio, cobalto, níquel, etc.).

O ferro é um metal, sólido à temperatura ambiente. Isto significa que num

pedaço de ferro os átomos estão ligados entre si por uma ligação química forte, que se

designa por ligação metálica. Este tipo de ligação, comum a todos os compostos que

designamos por metais, tem a particularidade de todos os átomos partilharem entre si os

seus elétrons mais externos, formando uma banda de elétrons livres (banda de valência)

que mantêm a coesão do conjunto. É a existência desta banda de elétrons livres (livres

no sentido que se podem mover livremente, uma vez que não pertencem a nenhum

átomo em particular) que se deve uma das peculiaridades mais características dos

metais: o fato de serem condutores de eletricidade (COLAÇO, 2005).

No entanto o ferro ocorre na natureza ligado ao oxigênio, ou seja, na forma de

óxidos de ferro. Esses óxidos de ferro (os mais comuns designam-se por hematita e

magnetita) têm o aspecto e coloração das terras e areias avermelhadas ou amareladas.

Em termos de propriedades, estes óxidos de ferro pouco ou nada têm em comum

com o ferro metálico e menos ainda com o aço. Para se ter o aço é preciso retirar o

oxigênio do ferro, aquilo a que se chama reduzir o óxido a ferro metálico.

A ligação metálica mantém os átomos de ferro dispostos de uma forma

organizada no espaço. Esta organização espacial dos átomos de ferro designa-se por

estrutura ou rede cristalina. Espacialmente, os átomos de ferro estão dispostos segundo

uma geometria cúbica. Na temperatura ambiente, essa disposição arrumada dos átomos

de ferro puro, denominada ferrita α, designa-se por estrutura cúbica de corpo centrado

(CCC). Tem-se assim os átomos de ferro sólido, desde a temperatura ambiente até

912°C, formando um cristal com uma estrutura cúbica de corpo centrado (COLAÇO,

2005).

8

O ferro se funde a 1539ºC. No entanto, desde a temperatura ambiente até 1539ºC

outras transformações ocorrem antes da fusão. A 912ºC os átomos de ferro puro de

ferrita α alteram a geometria da sua arrumação. Ao ultrapassar 912ºC a estrutura

cristalina do ferro altera-se: deixa de ser cúbica de corpo centrado e passa a ser cúbica

de faces centradas, CFC. Esta fase é designada por austenita ou fase γ e é uma fase com

maior compacticidade intersticial e mais densa do que a ferrita. Por isso, a

transformação ferrita-austenita, no aquecimento, implica uma contração do ferro, que

pode ter algumas implicações tecnológicas importantes (acumulação de tensões

internas, distorções, fissuração).

À medida que se aumenta a temperatura, os átomos de ferro ainda se rearranjam

uma vez mais antes da fusão ocorrer: a 1394ºC. Os átomos reagrupam-se novamente

numa estrutura cristalina CCC, denominada ferrita δ. Estas alterações da estrutura

cristalina do ferro durante o aquecimento até à fusão, que são designadas por

transformações alotrópicas, tem implicações importantes sobre as propriedades dos

aços, conforme pode ser verificado no diagrama Fe-Fe3C.

Os aços contém de 0,008 a 2,11% de carbono. As transformações alotrópicas

acima citadas, referem-se ao ferro puro. Para os aços, dependendo do teor de carbono as

temperaturas das transformações podem mudar significativamente.

2.3.1. Propriedades Mecânicas

Em geral os aços de construção (e as restantes ligas metálicas) são dúcteis, ou

seja sofrem uma deformação plástica considerável antes de ocorrer fratura. Neste ponto,

são considerados alguns aspectos particulares relacionados com este tipo de

comportamento.

2.3.1.1. Deformação elástica

O regime de deformação elástica do material caracteriza-se pela total

reversibilidade da deformação, ou seja, após ser descarregado o material recupera a sua

forma original.

2.3.1.2. Deformação plástica

9

Uma vez ultrapassada a tensão de escoamento o material entra no regime

de deformação plástica, ou seja, num regime em que ocorre deformação permanente.

2.3.1.3. Efeito da temperatura

As propriedades mecânicas dos aços são muito afetadas por temperaturas

elevadas. Temperaturas superiores a 500ºC podem resultar em alterações da

microestrutura e/ou em deformação irreversível quando o material é submetido a

esforços relativamente pequenos, uma vez que a tensão de escoamento pode diminuir

abruptamente. Por outro lado, a exposição do aço a temperaturas elevadas pode originar

corrosão ou erosão severa da superfície, da qual poderá resultar a perda de

funcionalidade do componente. O módulo de Young dos aços, que é cerca de 200GPa à

temperatura ambiente, decresce para 170GPa a 480 ºC, diminuindo abruptamente a

partir dessa temperatura, daí resultando a perda da rigidez da estrutura (COLAÇO,

2005).

Destas alterações das propriedades do aço com a temperatura, resulta que

a exposição prolongada ao fogo, ou qualquer outra fonte de calor, de uma estrutura de

aço pode originar perda de capacidade de sustentação da estrutura e/ou danos

irreversíveis na sua funcionalidade.

2.3.1.4. Variabilidade das propriedades mecânicas

Os aços são dos materiais de construção com maior uniformidade de

propriedades. No entanto, algumas variações nas propriedades mecânicas de um

determinado aço podem ocorrer em diferentes locais de um mesmo componente ou

então em diferentes componentes. O problema da variabilidade das propriedades

mecânicas deve-se a pequenas diferenças na composição química do aço, ou a pequenas

diferenças no seu tratamento térmico e mecânico durante o processo de manufatura

(COLAÇO, 2003).

A seguir algumas particularidades desta importante característica

mecânica dos materiais: Tenacidade, fratura dúctil e fratura frágil.

10

2.4 Tenacidade, fratura dúctil e fratura frágil

2.4.1. Tenacidade

A tenacidade é a energia que o material absorve por impacto até a sua fratura. A

tenacidade normalmente não é considerada diretamente no projeto de construção.

No entanto é uma propriedade importante, sobretudo na seleção de aços

estruturais que serão utilizados em condições que possam resultar no perigo de fratura

frágil, caracterizada por uma fratura que ocorra com um mínimo de deformação plástica

do material.

A tenacidade do material pode ser estimada de duas formas: Pela área abaixo da

curva de tração. Este método é pouco adequado, porque é pouco representativo da

resposta do material em condições de impactos súbitos, ou seja, um aço que apresente

uma tenacidade relativamente elevada para velocidades de deformação baixas poderá ter

um comportamento frágil se a velocidade de impacto for elevada (CALLISTER, 2000).

Utilizando-se o ensaio de impacto (ensaio Charpy). Neste ensaio um pêndulo em

movimento é feito colidir com um corpo de prova de geometria e dimensões

normalizadas, medindo-se a energia dissipada no impacto.

Na prática, os ensaios de impacto são o método mais usado para determinar a

tenacidade do material. Em particular, estes ensaios são utilizados para determinar a

temperatura de transição dúctil-frágil do material.

A transição dúctil-frágil é uma transição que alguns aços apresentam em que o

comportamento mecânico do material deixa de ser de caráter essencialmente dúctil para

passar a frágil, quando a temperatura é inferior a um determinado valor crítico. Deverá,

como tal, ser considerada com algum cuidado na fase de seleção de materiais, em

particular se a estrutura estiver submetida a condições ambientais que envolvam

diminuições acentuadas de temperatura.

11

Alguns tipos de aços, como os aços inoxidáveis austeníticos, não apresentam

esta transição enquanto que alguns aços-carbono poderão apresentar transição dúctil

frágil para temperaturas próximas de 0ºC (COLAÇO, 2003).

2.4.2. Fratura dúctil

Este tipo de fratura ocorre através de um mecanismo baseado em micro ou

macro cavidades (dimples) originados da presença de inclusões ou partículas de

segunda-fase na matriz do material. Este mecanismo é baseado em três estágios:

- Presença de inclusões ou partículas de segunda-fase, dando origem a

superfícies livres.

- Nucleação de cavidades a partir das superfícies livres.

- Coalescimento das cavidades e ligação entre si.

Considerando um corpo de prova cilíndrico submetido a um ensaio de tração

uniaxial, a formação ou nucleação de micro cavidades internas a partir das superfícies

livres dá-se pelo vencimento da força de coesão entre a inclusão ou segunda-fase e a

matriz do material. O efeito de estricção produz um estado tri axial de tensões no centro

do corpo de prova que é responsável por uma maior nucleação de micro cavidades neste

local. Assim, a concentração de vazios no centro é consideravelmente maior do que nas

áreas afastadas do centro, submetidas a um estado plano de tensões (CALLISTER,

2000).

Na medida em que se tem o crescimento das microcavidades, estas começam a

“interagir” entre si, tendo-se em seguida a ligação entre eles, devida à sua abertura,

formando um grande vazio, ou uma trinca. Esta trinca cria planos de deformação

máxima que fazem 45° com o plano de tensão principal (tração) promovendo a

nucleação de novos vazios que também passam a crescer e coalescer sob os planos a 45

° até que se tem a fratura total do corpo de prova. A configuração final da fratura é

conhecida como “taça-cone” conforme demonstrado na Figura 3, em que a região

central apresenta-se fibrosa e com semi-cavidades como prova da formação dos

dimples. A região a 45 ° apresenta aspecto relativamente liso e brilhoso como indício de

uma fratura por cisalhamento.

12

Figura 3- Fratura dúctil com extremidade em forma de taça-cone (CALLISTER, 2000)

Para um corpo espesso contendo uma trinca, a propagação desta fica baseada no

“novo” estado de tensões, dada sua interação com as inclusões inerentes ao material.

Na região imediatamente próxima à ponta da trinca ainda se tem o estado plano

de tensões que promove o crescimento dos vazios. Ao se afastar em direção à secção

remanescente, o máximo de triaxilidade, é responsável pela nucleação de vazios.

Sendo assim, os primeiros vazios crescem até que a tensão local supere o limite

de coesão do material, causando sua abertura e aumentando o comprimento da trinca.

Os vazios anteriormente nucleados passam a sofrer o estado plano de tensões que

provocará também sua abertura, e assim por diante. Este fenômeno causa a propagação

da trinca de forma dúctil e estável, pelo menos na fase inicial, sendo responsável por

grande plastificação do material circunvizinho e levando a um aumento da resistência

residual, atribuído ao encruamento da região.

Essa estabilidade do crescimento da trinca possui a vantagem de ser

normalmente visível, facilitando sua identificação, o que favorece a tomada de medidas

para se evitar danos maiores. A Figura 4 ilustra a propagação dúctil.

13

Figura 4- Propagação dúctil da trinca (Adaptado de Bastian, 1989)

2.4.3. Fratura frágil

De forma geral, a fratura frágil ocorre em materiais que apresentem considerável

restrição à deformação plástica. O acúmulo de energia devido a essa resistência é

liberado em um espaço de tempo relativamente curto. A fratura frágil está comumente

associada à presença de imperfeições no material que se transformam em trincas, e

estas, ao ser superada a resistência do material ou a capacidade de absorver aquela

energia fornecida, se propagam sob altas velocidades por não encontrarem resistência,

como o encruamento para os materiais dúcteis. Consiste quase sempre em uma falha

catastrófica e sem aviso prévio. Essa rápida propagação obedece a planos cristalinos

preferenciais recebendo o nome de clivagem. A clivagem, apesar de possuir um caráter

frágil, pode ser precedida por apreciável deformação plástica e crescimento dúctil de

trinca (VAN VLACK, 1984).

Quando se tem, por exemplo, uma descontinuidade geométrica ou uma trinca, o

estado tri axial de tensões se agrava, promovendo assim a restrição à plastificação e

formação de superfície de fratura com textura granulada ou facetada como resultado de

mudanças na orientação dos planos de clivagem de um grão para outro grão, conforme

pode ser visto na superfície de rompimento do corpo de prova da Figura 5.

14

Figura 5 - Fratura frágil com isenção de deformação plástica (Callister, 2000)

Para se estudar a influência dos concentradores de tensão em peças carregadas,

faz-se necessário saber das diferentes formas que um entalhe pode estar disposto nestas

peças e sua relação com o carregamento. Estas informações, assim como as formas e

dimensões da trinca e da peça, influem diretamente na variação da resistência residual

do componente analisado.

Nestes estudos destacam-se três modos de carregamento fundamentais conforme

mostrado na Figura 6. A maioria das trincas é resultante do modo I de carregamento. Os

demais modos de carregamento, normalmente, ocorrem em combinação com o modo I,

ou seja, I-II, I-III ou até mesmo I-II-III (BASTIAN, 1989).

Figura 6 - Modos de carregamento nas superfícies da trinca: (a) modo I, (b) modo II e

(c) modo III

A influência de concentradores de tensão varia também de acordo com as

características do material. Um material mais dúctil sofre apreciável deformação

plástica na região da ponta do entalhe a partir do momento em que a tensão atuante na

região atinge o limite de escoamento do material. Esta deformação permite uma melhor

distribuição das tensões (relaxamento) e a redução da concentração de tensões. Sendo

15

assim, a concentração de tensões real é sempre inferior ao valor teórico calculado. Para

materiais endurecíveis por plastificação (encruamento) a porção de material plastificada

tem seu limite de escoamento sensivelmente aumentado, fato esse que confere aos

entalhes, nestes materiais, uma propagação estável, na qual é necessária uma carga cada

vez maior para promover sua abertura.

No caso de materiais frágeis, estes apresentam considerável resistência à

plastificação. Sofrem grande acúmulo de energia e a concentração de tensões é tão mais

próxima do valor teórico calculado quanto mais frágil for o material. A propagação de

trincas em materiais frágeis ocorre no momento em que a tensão atuante na ponta da

trinca supera o limite teórico de coesão do material.

2.5 Soldabilidade dos aços

Todos os processos de soldagem de materiais metálicos resultam em juntas

soldadas com propriedades bem complexas, uma vez que ela envolve a sensibilidade à

fratura da junta e a tenacidade requerida pelas condições de serviço envolvendo pressão

e temperatura. Duas questões merecem atenção, a microestrutura formada e

propriedades mecânicas do metal, com enfoque na soldagem convencional e seus

parâmetros como tipo de corrente e polaridade, tensão de soldagem, aporte térmico,

temperatura de interpasses, tratamento térmico. Então, esse conjunto de variáveis torna-

se importante campo de conhecimento para obter resultados favoráveis no processo de

soldagem. (FARIAS e QUITES, 1992).

Esta soldabilidade é analisada primeiramente através da susceptibilidade à

ocorrência de trinca durante ou após a soldagem, e mais completamente, através das

propriedades mecânicas especificadas por normas, essencialmente da tenacidade.

Os fatores que definem a soldabilidade de um aço são: a facilidade com que

pode ser soldado (isto é, requerendo o mínimo de cuidados tais como projeto de junta,

escolha da energia de soldagem e temperatura de pré-aquecimento), e o seu

comportamento em serviço. Em uma primeira análise, o critério mais importante para os

aços estruturais é a susceptibilidade às Trincas a Frio (TF), sendo o segundo critério a

tenacidade da junta soldada.

16

Na determinação das características de soldabilidade, o procedimento adotado

pode variar de acordo com o tipo de aço e a aplicação do mesmo. Assim, o

procedimento utilizado para caracterizar o grau de soldabilidade de um aço ao carbono é

muito mais simples que no caso de um aço baixa liga ou microligado. Comparando-se

os aços produzidos há 15 anos com os atuais, pode-se verificar que estes últimos

apresentam um grau de soldabilidade bem superior aos antecessores, apesar de

apresentarem resistência a tração bem mais elevada.

A Figura 7 apresenta esquematicamente, para efeito de estudo, a seção reta de

uma junta soldada, com as diferentes regiões formadas, a saber:

- Metal Base (MB), que corresponde ao material sendo soldado. É aquela zona que

permaneceu com a estrutura original e não foi afetada pelo calor da soldagem, embora

tenha sido aquecida. Representa todo o material que não sofreu modificações

estruturais.

- Zona fundida (ZF), que corresponde à região que foi fundida durante a soldagem,

podendo ser constituída somente pelo metal base (soldagem autógena) ou pelo metal de

solda (soldagem com consumível) fundido junto com o metal de base (diluído).

- Zona de Ligação (ZL), que corresponde à região que foi parcialmente fundida durante

a soldagem; trata-se de uma superfície limitando a zona fundida sobre a qual os cristais

de solidificação, no caso, asseguram a ligação metálica, edificando-se com o metal base

não fundido.

- Zona Termicamente Afetada (ZTA), que corresponde à região que foi parcialmente

fundida durante a soldagem com elevado aporte de calor e que sofreu alterações

microestruturais e de propriedades em função do ciclo térmico de soldagem.

17

Figura 7 - Desenho esquemático da seção reta de uma junta soldada por fusão,

apresentando as regiões formadas (Adaptada de Modenesi, 2005)

Independentemente da sua origem, a energia utilizada para a soldagem provoca

notáveis alterações nos metais bases e metal de solda, onde um fluxo térmico é

estabelecido e, sob a ótica desta tecnologia, o mesmo exerce profunda influência sobre

pelo menos os seguintes aspectos da junta soldada (MACHADO, 2000):

• Macroestrutura de solidificação do metal de solda.

• Transformações microestruturais (isto é, crescimento dos grãos).

• Transformações de fase.

• Propriedades Mecânicas/Metalúrgicas.

• Descontinuidades.

• Tensões Residuais.

• Deformações

2.6 Tratamentos Térmicos

A temperatura à qual o metal é aquecido, o período de tempo em que ele é

mantido àquela temperatura e a taxa sob a qual ele é resfriado, todos esses parâmetros

influenciam na estrutura cristalina do metal. Essa estrutura cristalina, normalmente

denominada microestrutura, determina as propriedades específicas dos metais. Há

vários modos de se manipular a microestrutura, seja na siderúrgica ou no procedimento

de soldagem. Dentre os métodos mais comuns de se manipular a microestrutura estão os

tratamentos térmicos.

18

Tratamentos térmicos raramente são requeridos para aços de baixo carbono ou

estruturais, embora sejam ocasionalmente empregados para evitar empenamento ou para

garantir baixa dureza e facilitar a usinagem.

2.6.1. Pré-aquecimento

Os metais em sua maioria são bons condutores de calor. Consequentemente o

calor na região de soldagem é rapidamente escoado por toda a massa envolvida no

processo, acarretando um resfriamento relativamente rápido. Em alguns metais esse

resfriamento rápido pode contribuir para a formação de microestruturas prejudiciais na

região de soldagem. O pré-aquecimento da junta a ser soldada é uma maneira de reduzir

a taxa de resfriamento do metal. A temperatura de pré-aquecimento pode variar de 50°C

a 540°C, sendo mais comumente aplicada na faixa de 150°C a 200°C.

Durante a soldagem de aços de alto carbono ou de alta liga existe o perigo de

que o depósito de solda e a zona termicamente afetada contenham altos percentuais de

martensita, um constituinte duro do aço. Tais soldas possuem alta dureza e baixa

ductilidade e podem mesmo vir a trincar durante o resfriamento. O objetivo do pré-

aquecimento (e também do pós-aquecimento) é manter o teor de martensita da solda a

um nível mínimo. De ambos os tratamentos resultam melhor ductilidade, baixa dureza e

menor probabilidade de fissuração durante o resfriamento.

A martensita forma-se realmente durante o resfriamento da solda e da zona

termicamente afetada. A quantidade de martensita formada pode ser limitada reduzindo-

se a taxa de resfriamento da solda. O pré-aquecimento aumenta a temperatura do metal

vizinho à solda, de tal modo que o gradiente de temperatura (isto é, a diferença de

temperatura) entre a solda e sua vizinhança fique reduzido. O resultado é que a zona de

soldagem aquecida resfria-se mais lentamente, visto que a taxa de resfriamento é

diretamente proporcional ao gradiente de temperatura entre as massas quente e fria. Em

resumo, o pré-aquecimento reduz:

O risco de trincas por hidrogênio;

As tensões de contração;

A dureza na zona termicamente afetada (ZTA).

Se esses tratamentos térmicos devem ou não ser aplicados depende do teor de

19

carbono e de outros elementos de liga no metal sendo soldado. Se corpos de prova

soldados sem tratamento térmico apresentarem baixa ductilidade ou dureza muito alta, é

indicativo da necessidade de pré-aquecimento ou pós-aquecimento. Além da

composição química, a rigidez da junta a ser soldada e o processo de soldagem também

influenciam a necessidade de se realizar um pré-aquecimento.

A necessidade do pré-aquecimento aumenta com os seguintes fatores:

teor de carbono do material de base;

teor de ligas do material de base;

tamanho da peça;

temperatura inicial;

velocidade de soldagem;

diâmetro do consumível.

2.6.2. Como determinar a temperatura de pré aquecimento

A composição do material de base deve ser conhecida para se escolher a

temperatura de pré-aquecimento correta, pois ela é controlada por dois principais

fatores:

o teor de carbono do material de base;

o teor de ligas do material de base;

Basicamente quanto maior for o teor de carbono do material de base, maior será

a temperatura de pré-aquecimento requerida. Esse raciocínio se aplica também ao teor

de ligas, mas num grau levemente menor.

Um método simples para determinar a necessidade de préaquecimento de uma

solda é o do carbono equivalente (Ceq). A temperabilidade de um aço está relacionada

ao seu teor de carbono acrescido dos teores de certos elementos de liga.

Quanto maior for o carbono equivalente maior será a temperatura de pré-

aquecimento requerida. Outros fatores importantes para se determinar a temperatura de

pré-aquecimento são a espessura e o tamanho do componente. A temperatura de pré-

20

aquecimento aumenta com o tamanho e a espessura do componente.

Para o cálculo do carbono equivalente determina-se o teor aproximado de outros

elementos de liga que produzem a mesma dureza que 1% de carbono. Então o carbono

equivalente (Ceq), que é uma indicação da temperabilidade.

2.6.3. Pós-aquecimento

Pós-aquecimento, dentro deste contexto, significa o aquecimento da junta

soldada imediatamente após a solda ter sido realizada. É bem diferente de outros

tratamentos executados após o resfriamento da solda tais como alívio de tensões,

revenimento e recozimento.

O pós-aquecimento tem a mesma função do pré-aquecimento: mantém a

temperatura da peça em um nível suficientemente elevado de tal maneira que a junta

soldada resfrie lentamente. Assim como no pré-aquecimento, o resultado é uma

ductilidade maior na região da solda. O pós-aquecimento raramente é aplicado de forma

isolada; é quase sempre conjugado com o pré-aquecimento.

O pós-aquecimento é mais freqüentemente empregado em aços altamente

temperáveis, mas algumas vezes é utilizado em aços menos temperáveis se for difícil a

aplicação de um pré-aquecimento adequado devido à dimensão das peças sendo

soldadas.

Além do pré-aquecimento e do pós-aquecimento vários outros tratamentos

térmicos são empregados em juntas soldadas para influenciar nas propriedades do metal

de solda:

alívio de tensões;

recozimento pleno;

normalização;

têmpera;

revenimento.

21

Esses tratamentos são similares de dois pontos de vista. Primeiro, usualmente

requerem temperaturas mais altas que o préaquecimento e o pós-aquecimento. Segundo,

embora sejam atividades de "pós-aquecimento" no sentido de que são aplicados após a

solda ter sido executada, diferem do pós-aquecimento no fato de que a solda é deixada

resfriar antes que o tratamento seja iniciado. São largamente utilizados em soldas de

aços carbono bem como de aços de baixa, média e alta liga.

2.6.3.1. Alívio de tensões

Os metais se expandem quando aquecidos e se contraem quando resfriados. A

dilatação é diretamente proporcional à variação de temperatura ou, de outro modo, à

quantidade de calor aplicada. Numa junta soldada o metal mais próximo da solda está

sujeito às mais altas temperaturas e, à medida que aumenta a distância da solda, a

temperatura máxima atingida diminui. O aquecimento heterogêneo causa contração–

expansão também heterogênea e pode causar distorções e tensões internas no metal de

solda. Dependendo de sua composição e aplicação o metal pode não ser capaz de resistir

a essas tensões e trincar ou pode ocorrer falha prematura da peça. Uma maneira de

minimizar essas tensões ou de aliviá-las é pelo aquecimento uniforme da estrutura após

a soldagem ter sido realizada. O metal é aquecido a temperaturas logo abaixo do ponto

onde possa ocorrer alguma alteração microestrutural e então é resfriado lentamente.

Seguindo a atividade de soldagem, o resfriamento e a contração do metal de

solda originam tensões na solda e nas regiões adjacentes. O objetivo do alívio de

tensões é reduzir essas tensões. Esse tratamento leva a junta soldada a uma condição

mais durável; a ductilidade é aumentada sobremaneira, embora a resistência mecânica

diminua ligeiramente. Certos códigos permitem maiores tensões de projeto, desde que

seja aplicado o alívio de tensões.

2.7 Descontinuidades

Descontinuidades podem ser definidas como qualquer falha macroscópica

presente no material associadas à falta de material ou à presença de material estranho

22

em quantidades apreciáveis, detectada através de inspeção visual ou de outros ensaios

não destrutivos. Podem ser subdivididas em três grupos diferentes (MODENESI, 2005):

Inerente ao material

Oriundas do processo de fabricação

Causadas pelo uso contínuo

2.7.1. Classificação das descontinuidades

A categorização das descontinuidades normalmente leva em consideração o tipo

e a natureza de cada descontinuidade. Estas podem ser classificadas em três categorias,

como mostrado posteriormente. Contudo, não devem necessariamente, ser atreladas

rigorosamente a uma única categoria haja visto que as mesmas podem apresentar

origens secundárias em outras categorias. Outro fator importante a ser considerado é a

dimensão da descontinuidade, isto é, se a mesma tem característica bidimensional

(planar) ou tridimensional (volumétrica).

Descontinuidades planares como trincas e falta de fusão, geralmente produzem

uma maior amplificação da tensão imposta (efeito de concentração) do que as

descontinuidades com características volumétricas (porosidade por exemplo). Além

disso, a orientação da descontinuidade em relação ao esforço também é um outro fator a

ser cuidadosamente analisado, haja visto que aquelas orientadas na direção da

solicitação tendem a ser mais prejudicial em comparação com outras com diferente

orientação (LUNDIN, 1984).

Em função da localização das descontinuidades em regiões de difícil acesso e

normalmente com níveis amplificados de tensão torna-se difícil uma análise mais

apurada. Somando-se a isso, diante de um processo de ciclagem térmica (aquecimento e

resfriamento) originado pela operação de soldagem produz um estado local de tensão

(tensão residual – regiões tracionadas e regiões comprimidas) que provoca o aumento da

tensão final imposta nestas regiões, aumentando desta forma a solicitação mecânica.

As falhas em regiões soldadas podem ser divididas em duas classes (ASM –

Metal Handbook, 1986):

23

1) As rejeitadas após inspeção e ensaios mecânicos.

2) As descobertas em serviço. As características superficiais que causam rejeição do

componente incluem:

Reforço excessivo e convexidade do cordão;

Concavidade excessiva e reforço abaixo do especificado;

Presença de trincas;

Mordeduras e escorrimento de reforço;

Falta de fusão e penetração;

Porosidade;

Marcas de abertura do arco;

Salpicos.

Como características internas a solda que podem causar rejeição temos:

Trincas sob o cordão;

Porosidade;

Inclusões (escória, tungstênio ou óxidos);

Incompleta fusão e inadequada penetração.

Mão de obra desqualificada, procedimento incorreto de soldagem e seleção

inadequada do metal de base e do metal de adição, são outras características que

influenciam na qualidade final do depósito podendo resultar no surgimento de

descontinuidades.

O nível de importância de uma determinada descontinuidade não pode ser

analisado de forma segura enquanto não se estabelecer qual o modo ou os modos de

falha que são afetados pela descontinuidade. A determinação destes modos exige a

consideração de parâmetros concernentes à temperatura, condição de serviço, estado de

tensão e dependência com o tempo. Neste caso deve-se confrontar o racional com a

prática para garantir segurança na avaliação. Por exemplo:

- Corrosão sob tensão pode servir como elemento nucleante de descontinuidades tanto

24

no metal de solda quanto na ZTA;

- Fratura frágil apresenta uma ligação com o tipo de material, isto é, os ferríticos são

mais propensos a este mecanismo de fratura quando comparados com os inox

austeníticos, alumínio e ligas a base de níquel. Porém, os últimos, sob determinadas

condições, podem apresentar o mecanismo quando sujeitos a uma modificação de

ordem metalúrgica local;

- Fratura por fadiga apresenta uma relação com 90% dos casos de falha e, muitas vezes,

precedem a fratura frágil. Uma descontinuidade sob estado um alternado de tensão

(ciclos de fadiga) pode iniciar uma trinca que se propagará sobre estável condição até

atingir um instável crescimento (fratura);

- Descontinuidades planares tendem a ser mais nocivas ao processo de fadiga,

considerando que estas requerem um menor tempo de iniciação antes da propagação em

comparação ao estado tridimensional;

- Fluência não é normalmente associada com descontinuidades em regiões soldadas uma

vez que está em temperaturas elevadas (onde os materiais apresentam maior

ductilidade).

2.8 Defeitos

Consistem em descontinuidades que apresentam algum risco à integridade do

componente e devem ser monitoradas ou reparadas. Podem ser trincas, pontos de

corrosão, deformações (amassamentos), desalinhamentos, poros, etc (TELLES, 2004).

2.9 Falha

De uma forma bem abrangente, a falha pode ser entendida como o fato de um

equipamento ou sistema deixar de ter sua funcionalidade satisfeita em algum evento

(TELLES,1990).

2.10 Difração de raio x

25

A difratometria de raios x corresponde a uma das principais técnicas de

caracterização microestrutural de materiais cristalinos, encontrando aplicações em

diversos campos na engenharia e ciência dos materiais.

As radiações ao atingirem o material podem ser espalhadas elasticamente, ou

seja, sem perda de energia pelos elétrons de um átomo. O fóton de raios x após a colisão

com o elétron muda sua trajetória, mantendo, porém, a mesma fase e energia do fóton

incidente.

Se os átomos que geram este espalhamento estiverem arranjados de maneira

sistemática, como em uma estrutura cristalina apresentando entre eles distâncias

próximas ao do comprimento de onda da radiação incidente, pode-se verificar que as

relações de fase entre os espalhamentos tornam-se periódicos e que efeitos de difração

dos raios x podem ser observados em vários ângulos (CULLITY, 1978). A Figura 8

mostra a reflexão de um feixe de raios x incidente em planos paralelos na estrutura

cristalina de um material.

Considerando dois ou mais planos de uma estrutura cristalina, as condições para

que ocorra a difração de raios x (interferência construtiva ou mesma fase) vão depender

da diferença de caminho percorrido pelos raios x e o comprimento de onda da radiação

incidente. Essa condição é expressa pela lei de Bragg, conforme equação (1)

(CULLITY, 1978).

nλ = 2d sen θ (1)

Onde:

n é a ordem de difração (número inteiro);

d é a distância interplanar para o conjunto de planos hkl da estrutura cristalina;

θ é o ângulo de incidência dos raios x (medido entre o feixe incidente e os planos

cristalinos).

26

Figura 8 - Reflexão do feixe de raio x (Adaptado de Callister, 2000)

2.11 Tensão residual

Para um material com granulometria fina e isenta de tensões, o espaço entre

planos cristalinos não varia com a orientação destes planos, Figura 9.

Figura 9 - Distâncias interplanares de grãos com diferentes orientações de um

corpo isento de tensões. De acordo com (MONINE 1994), a presença de um estado de

tensões num determinado material, faz com que estas distâncias variem, devido à

deformação elástica. Se a tensão aplicada for trativa, as distâncias entre planos

perpendiculares estas aumentarão, enquanto para os planos paralelos ao campo de

tensões, estas distâncias vão diminuir, como pode ser observado na Figura 10.

27

Figura 10 - Distâncias interplanares de grãos com diferentes orientações, de um corpo

sob um campo de tensões (Monine, 1994)

Diante de uma variação nas distâncias interplanares possível de ser medida,

então se tem uma indicação da deformação e consequentemente do campo de tensões

residuais atuantes, onde a técnica de difração de raios x é empregada com o objetivo de

medir as distâncias interplanares e a partir daí, calcular as tensões residuais presentes.

Durante a conformação de materiais metálicos é praticamente inevitável a

ocorrência de tensões residuais. Normalmente, as tensões residuais em materiais

metálicos têm sido indicadas e diferenciadas pelos processos tecnológicos que as

produzem. Em consequência, as tensões residuais podem ser chamadas de: tensões

residuais de deformação, de têmpera, térmica, de nitretação, de usinagem, de

conformação, de eletrodeposição, de soldagem... (TIMOSHENKO, 1994).

2.12 Ensaio Liquido Penetrante

O ensaio por líquidos penetrantes é um método desenvolvido para a detecção de

descontinuidades essencialmente superficiais, abertas na superfície do material. O

método começou a ser utilizado antes da primeira guerra mundial, principalmente pela

indústria ferroviária na inspeção de eixos. Nessa época, o método consistia em aplicar

querosene ou óleo sobre a superfície da peça e removê-lo após várias horas. Em

seguida, era aplicada uma mistura de solvente com pó de giz sobre a superfície, que ao

secar absorvia de dentro das trincas o querosene ou óleo aplicado anteriormente.

Evidentemente, este processo permitia apenas a observação de grandes defeitos abertos

sobre a superfície da peça. O método de ensaio por líquidos penetrantes, como

28

conhecemos hoje, tomou impulso em 1942, nos EUA, quando foi desenvolvido o

método de penetrantes fluorescentes, destinado a inspeção de componentes para a área

aeronáutica. O método vem-se desenvolvendo através da pesquisa e do aprimoramento

de novos produtos utilizados no ensaio, até seu estágio atual. Os penetrantes foram

desenvolvidos para detectar descontinuidades com até 1 mm de largura. A Figura 12

demonstra o ensaio sendo realizado em uma burica de teste. (SOLDAGEM - 1997)

Figura 11 - Ensaio de líquido penetrante na búrica de teste

2.12.1. Aplicação

O ensaio por líquidos penetrantes consiste em fazer penetrar na abertura da

descontinuidade um líquido; após a remoção do excesso de líquido da superfície, faz- se

o líquido retido sair da descontinuidade por meio de um revelador. A imagem da

descontinuidade fica então desenhada sobre a superfície.

2.12.1.1. Vantagens

O ensaio por líquidos penetrantes presta-se a detectar descontinuidades

superficiais e que sejam abertas na superfície, tais como trincas, poros, dobras, etc.;

29

pode ser aplicado em todos os materiais sólidos que não sejam porosos ou com

superfície muito grosseira. É usado em materiais não magnéticos como alumínio,

magnésio, aços inoxidáveis, austeníticos, ligas de titânio, zircônio, bem como em

materiais magnéticos. É também aplicado em cerâmica vitrificada, vidro e plásticos.

O ensaio por líquidos penetrantes pode revelar descontinuidades (trincas)

extremamente finas, da ordem de 0,001 mm de abertura. A principal vantagem do

método é a sua simplicidade; é de fácil aplicação e interpretação dos resultados. O

aprendizado é simples, requer pouco tempo de treinamento do inspetor. Como a

indicação se assemelha a uma fotografia do defeito, é muito fácil avaliar os resultados.

Não há limitação para o tamanho e forma das peças a ensaiar, nem para o tipo de

material.

2.12.1.2. Desvantagens

O ensaio por líquidos penetrantes só detecta descontinuidades abertas para a

superfície, já que o penetrante precisa entrar na descontinuidade para ser posteriormente

revelado; por esta razão, a descontinuidade não deve estar preenchida com material

estranho. A superfície do material não pode ser porosa ou muito rugosa ou absorvente,

porque nesses tipos de superfície não existe possibilidade de remover totalmente o

excesso de penetrante, o que causa mascaramento de resultados.

A aplicação do penetrante deve ser feita numa determinada faixa de temperatura.

Superfícies muito frias, abaixo de 10°C, ou muito quentes, acima de 52°C, não são

recomendáveis ao ensaio. Alguns penetrantes especiais existentes no mercado foram

desenvolvidos para faixas de temperaturas que excedem as mencionadas, porém seu uso

é restrito. Algumas aplicações das peças em inspeção exigem que a limpeza seja

efetuada da maneira mais completa possível após o ensaio; é o caso de maquinaria para

indústria alimentícia e material a ser soldado posteriormente, entre outros. Este fato

pode tornar-se limitativo ao exame, especialmente quando a limpeza for difícil de fazer.

2.12.2. Procedimento do ensaio

30

Pode-se descrever o ensaio em etapas que são a preparação e limpeza da

superfície, aplicação do penetrante, tempo de penetração, remoção do excesso de

penetrante, revelação, tempo de revelação, inspeção, avaliação dos resultados e limpeza

final pós-ensaio.

Na realização do ensaio é a verificação das condições superficiais da peça.

Superfícies excessivamente rugosas requerem uma preparação prévia mais eficaz, pois

as irregularidades superficiais certamente prejudicarão a perfeita aplicação do

penetrante, a remoção do excesso e, portanto, o resultado final. As irregularidades

dificultam a remoção do penetrante, principalmente no método manual.

A superfície deverá estar isenta de resíduos, sujeiras, óleo, graxa e qualquer

outro contaminante que possa obstruir as aberturas a serem examinadas. Caso a

superfície seja lisa, a preparação prévia será facilitada; é o caso de peças usinadas,

lixadas, etc.

Para a limpeza da superfície, pode-se utilizar o solvente que faz parte dos "kits"

de ensaio ou solvente em galão, ou ainda outro produto qualificado. Neste caso, deve-se

dar suficiente tempo para que o solvente utilizado evapore das descontinuidades, pois

sua presença pode prejudicar o teste. Dependendo da temperatura ambiente e do método

utilizado, este tempo pode variar.

2.12.3. Avaliação dos resultados

Após completada a inspeção, faz-se uma avaliação dos resultados; essa avaliação

aponta algumas deficiências de técnicas de ensaio, como: preparação inicial inadequada

da peça; limpeza inicial inadequada; cobertura incompleta da peça com penetrante;

remoção inadequada de excesso, causando mascaramento dos resultados; escorrimento

do revelador; camada não uniforme do revelador; revelador não devidamente agitado;

cobertura incompleta de revelador. O inspetor experiente deve avaliar seu trabalho fase

por fase, detectar as deficiências e corrigi-las.

A deficiência mais comum consiste na remoção incompleta do excesso,

especialmente em ensaio manual. Esta é uma fase que deve ser executada com o devido

31

cuidado, especialmente quando se trata de superfície bruta, como no caso de soldas.

2.12.3.1. Indicações de descontinuidades

A avaliação dos resultados é feita a partir de indicações de descontinuidades,

observadas por meio da mancha criada no revelador; essa mancha fornece as indicações

que deverão ser analisadas à luz do critério de aceitação aplicável. As indicações podem

ser classificadas em falsas, não relevantes, verdadeiras e de fabricação.

2.12.3.2. Indicações falsas

Indicações falsas são os vários fatores que podem afetar a aparência das

indicações e tornar o ensaio não confiável. A fonte mais comum de indicações falsas é a

remoção inadequada do excesso de penetrante, o que causa, às vezes, até

impossibilidade de avaliação. O tamanho da mancha no revelador, que caracteriza a

presença de uma descontinuidade, tem dimensões sempre maiores do que esta. Os

critérios de aceitação se referem sempre ao tamanho da mancha e não ao tamanho real

da descontinuidade que a produziu.

2.12.3.3. Indicações não relevantes

As indicações não relevantes apontam descontinuidades na superfície da peça. A

maioria delas é facilmente reconhecível, porque provém diretamente do processo de

fabricação. Exemplos destas indicações são: pequenas inclusões de areia em fundidos;

marcas de esmerilhamento; depressões superficiais e imperfeições de matéria-prima.

Apesar de facilmente reconhecíveis, há o perigo de que estas indicações possam

mascarar um defeito. É necessário que o inspetor tenha o cuidado de verificá-las

cuidadosamente antes de aprovar a peça.

2.12.3.4. Indicações verdadeiras

As indicações verdadeiras do ensaio são as indicações em linha contínua, em

linha intermitente, as arredondadas, as interrompidas e as defeituosas.

32

As indicações em linha contínua podem ser causadas por trincas, dobras, riscos

ou marcas de ferramentas. Trincas geralmente aparecem como linhas sinuosas, dobras

de forjamento ou com a aparência de linha finas.

As indicações em linha intermitente podem ser causadas por trincas, dobras,

riscos ou marcas de ferramentas. Quando a peça é retrabalhada por esmerilhamento,

martelamento, forjamento, usinagem, etc., porções de descontinuidades abertas à

superfície podem ficar fechadas.

As indicações arrendondadas são causadas por porosidade ou por trinca muito

profunda, resultante da grande quantidade de penetrante que é absorvida pelo revelador.

As indicações interrompidas finas e pequenas são causadas pela natureza porosa

da peça ou por grãos excessivamente grosseiros de um produto fundido.

As indicações defeituosas às vezes provêm de porosidade superficial e

normalmente não são definíveis, tornando necessário ensaiar a peça novamente. Podem

ser causadas por lavagem insuficiente.

2.13 Ensaio Partícula Magnética

O ensaio por partículas magnéticas consiste em submeter uma peça, ou parte

dela, a um campo magnético. Na região magnetizada da peça, as descontinuidades

existentes, ou seja, a falta de continuidade das propriedades magnéticas do material, irão

causar um campo de fuga do fluxo magnético. A aplicação das partículas

ferromagnéticas provoca a aglomeração destas nos campos de fuga, uma vez que serão

por eles atraídas devido ao surgimento de pólos magnéticos. A aglomeração indicará o

contorno do campo de fuga, fornecendo a visualização do formato e da extensão da

descontinuidade. A Figura 13 demonstra o ensaio sendo realizado em uma burica já

instalada. (SOLDAGEM - 1997)

33

Figura 12 - Ensaio de partícula magnética

2.13.1. Aplicação

O ensaio por partículas magnéticas é utilizado na localização de

descontinuidades superficiais e sub-superficiais em materiais ferromagnéticos. Pode ser

aplicado tanto em peças acabadas quanto em semi-acabadas e durante as etapas de

fabricação.

Os materiais ideais para inspeção por partículas magnéticas são os

ferromagnéticos, que são materiais levemente atraídos por um ímã. Exemplos de

materiais ferromagnéticos são o ferro, o cobalto e quase todos os tipos de aço.

No ensaio por partículas magnéticas, quando se aplica um pó ferromagnético

junto a um campo de fuga, as partículas se acumulam em todo o contorno do campo,

devido à formação de um dipolo magnético; assim, pode-se dizer que o ensaio por

partículas magnéticas é um detector de campos de fuga, que são revelados pela presença

do acúmulo de partículas.

Na prática, para ocorrer um campo de fuga adequado na região das

descontinuidades, a intensidade de campo deve atingir valores adequados e as linhas de

força devem ser os mais perpendiculares possíveis ao plano formado pelos contornos da

descontinuidade, caso contrário o acúmulo das partículas não será nítido e a detecção

34

não será possível.

As partículas magnéticas ou pós magnéticos são os elementos que permitem

visualizar as indicações referentes às descontinuidades. Embora o nome indique

magnéticas, na realidade elas são magnetizáveis, pois, se forem aplicadas sobre uma

peça ferromagnética na ausência de um campo magnético, não haverá retenção.

As partículas magnéticas podem ser encontradas na forma de pó, em pasta ou

dispersas em líquido. Em todos os casos, as partículas são constituídas de um pó

ferromagnético de dimensões, forma, densidades e cor adequados ao exame. O meio no

qual a partícula é aplicada denomina-se via ou veículo. A via pode ser seca ou úmida.

2.13.1.1. Vantagens

As vantagens do método de magnetização multidirecional são a facilidade de

inspeção de componentes seriados onde se reduz substancialmente o tempo de inspeção;

a economia de partículas magnéticas; cada peça ou componente é manuseado apenas

uma vez; menor possibilidade de erros por parte do inspetor, uma vez que é possível

observar ao mesmo tempo, tanto as descontinuidades longitudinais quanto as

transversais; menor tempo de execução.

2.13.1.2. Desvantagens

As desvantagens da magnetização multidirecional, entre outras, são que seu

emprego é restrito a peças de geometria simples; a detectabilidade de defeitos é menor

do que quando os campos são aplicados seqüencialmente; não é fácil obter o equilíbrio

magnético entre os campos longitudinal e circular; não é possível utilizar corrente

contínua para dois campos; não é possível efetuar a inspeção pelo método residual.

A magnetização multidirecional também é limitada pelo ajuste da intensidade

dos campos magnéticos, necessário para obtenção de uma resultante capaz de detectar

adequadamente as descontinuidades longitudinais e transversais. Na prática, este ajuste

é conseguido realizando testes com peças ou corpos de prova contendo defeitos

conhecidos. No entanto, a magnetização simultânea apresenta resultados mais

confiáveis na detecção de descontinuidades de diferentes direções. A sua desvantagem é

35

que aumenta mais uma etapa no ensaio.

2.13.2. Procedimento do ensaio

A aplicação do ensaio deve obedecer a uma seqüência básica que se compõe das

seguintes etapas: limpeza da superfície; seleção do equipamento para magnetização e

seleção das partículas ferromagnéticas; planejamento do ensaio; magnetização da peça;

aplicação das partículas; eliminação do excesso de partículas da superfície; observação

das indicações e avaliação e registro dos resultados.

A limpeza da superfície depende do tipo de peça, tamanho e quantidade. Os

métodos de limpeza são jato de areia ou granalha, escova de aço, solvente, panos secos

ou umedecidos em solventes, limpeza química, vapor desengraxante e esmerilhamento.

O objetivo dos métodos de limpeza é retirar da superfície em exame toda a

sujeira, oxidação, carepas, respingos ou inclusões superficiais que prejudiquem o ensaio

pela formação de campos de fuga falsos, ou que contaminem a suspensão no caso de o

ensaio ser executado com via úmida, ou ainda que dificultem a mobilidade das

partículas sobre a superfície.

O jato de areia ou granalha é comumente utilizado na preparação de peças

automotivas ou de componentes de máquinas, colocados em cabines para jateamento ou

por tamboreamento. As escovas de aço, que tanto podem ser rotativas como manuais,

são mais utilizadas na preparação de peças soldadas.

O solvente é empregado como uma complementação aos outros métodos de

limpeza, com o objetivo de propiciar uma superfície isenta de graxa, óleo ou outro tipo

de contaminante que impeça ou prejudique o ensaio, mascarando os resultados. Quando

as partículas são aplicadas dispersas em água, é necessário garantir que tenham uma boa

mobilidade; a superfície deve estar isenta de óleo ou graxa, caso contrário a peça não

ficará "molhada".

A observação das indicações acontece pela visualização dos pontos de acúmulo

do pó ferromagnético. Esta fase não é muito fácil, pois o inspetor pode confundir um

36

acúmulo de pó devido a uma ranhura ou risco com uma descontinuidade, o que pode

levá-lo a erros no julgamento dos resultados.

2.14 Ensaio de tração

O Procedimento Técnico PRT-23-018A (DGMM 3008, 2011) rege a elaboração

de inspeção e aplicação de teste de carga em búricas e olhais em navios durante reparo,

nele, apresentam-se um conjunto de procedimentos que orientam requisitos para os

materiais empregados, controle de qualidade de fabricação e também seu projeto, em

especial, uma parte dirigida à análise da resistência e critérios de aceitação.

2.14.1. Inspeção Visual

a) As búricas e/ou os olhais devem ser inspecionados visualmente pela Seção de

Inspeção de Estruturas e Acabamento, a fim de se verificar a ocorrência de corrosão,

falta de solda, rachaduras e deformações.

b) Caso sejam constatados corrosão acentuada, falta de solda, rachaduras e

deformações, os defeitos devem ser reparados ou fabricadas novas búricas, e nova

inspeção visual deve ser realizada.

2.14.2. Teste de Carga

a) Após aprovação na inspeção visual, as búricas devem ser submetidas a testes

de carga pela Seção de Ensaios de Materiais, conforme referência técnica, para

aeronaves de asa rotativa.

b) As búricas e/ou os olhais devem ser testados utilizando-se macaco

hidráulico.

c) Preferencialmente deve-se utilizar o dispositivo de teste com macaco

hidráulico e manômetro acoplado. Deve ser verificada a aferição, calibração e

regulagem do conjunto macaco hidráulico/manômetro antes da realização dos testes, de

acordo com a carga especificada para os mesmos.

37

Figura 13 - Búrica sob tração pelo conjunto macaco hidráulico/manômetro

d) Iniciar a carga no macaco hidráulico, lentamente até se atingir o valor

estabelecido.

e) Permanecendo nesta posição durante 3 (três) minutos.

f) No caso de búricas e/ou olhais novos, além da inspeção visual, deve ser

também realizado ensaio por LP, antes e depois do teste de carga, pela Seção de Ensaios

Não-destrutivos.

g) Ao término das inspeções, deve ser emitido um Relatório de Inspeção

conclusivo, com o resultado do teste e das inspeções.

38

3. MATERIAS E MÉTODOS

3.1 Material

O aço ASTM A 131 utilizado no estudo é um típico aço carbono adequado para

serviços de média, alta pressão e temperaturas moderadas. Esta especificação abrange

chapas para fabricação de estruturais navais. Para a fabricação destas estruturas, é

utilizada a chapa de especificação (ASTM A131/A131M – 94).

A Figura 15 apresenta a relação e limites dos elementos químicos compostos no

material e estabelecida pela norma ASTM A-131 que é utilizada para construção naval.

Figura 14 - Elementos químicos previstos no aço ASTM A 131. Adaptado [ASTM]

Chapas de grau A com espessura superiores a 12,5 milímetros devem ter um teor

mínimo de manganês não inferior a 2,5 vezes o teor de carbono.

A amostra foi fabricada no AMRJ (Arsenal de marinha do Rio de Janeiro) de

acordo com os critérios de projeto conforme ilustrado na Figura 16, através de métodos

de fabricação como estampagem, tratamento térmicos e soldagem e tratasse de uma

cópia fiel das empregadas nos navios militares da Marinha do Brasil.

39

Figura 15 - Foto do projeto de fabricação da búrica de peiamento

3.2 Propriedades Mecânicas

O estabelecimento da maioria das condições de produção e tratamentos

adequados é essencial na obtenção de aços com excelentes propriedades mecânicas

como resistência a tração, ductilidade e tenacidade. A norma ASTM A131/A131M - 94

prevê requisito padrão ao material, como propriedades de tração a temperatura

ambiente. Esses requisitos estão apresentados na Tabela 5.

Tabela 4 - Propriedades mecânicas. Adaptado de [ASTM]

MATERIAL

LIMITE DE

ESCOAMENTO

(Mpa)

LIMITE DE

RESISTÊNCIA

(Mpa)

ASTM A 131 235 400

3.3 Fabricação do Corpo de Prova

3.3.1. Estampagem do copo

40

É o processo utilizado para fazer com que uma chapa plana adquira a forma de

uma matriz (fêmea), imposta pela ação de um punção (macho) como mostra a Figura

17. A chapa circular plana é aquecida até a temperatura de 620º para que seja possível:

Realizar a estampagem com a menor energia requerida para deformar o metal, já que a

tensão de escoamento decresce com o aumento da temperatura, aumento da capacidade

do material para escoar sem se romper (ductilidade), homogeneização química das

estruturas brutas de fusão em virtude da rápida difusão atômica interna, eliminação de

bolhas e poros por caldeamento, eliminação e refino (diminuir) da granulação grosseira

e colunar do material fundido, proporcionado grãos menores, recristalizados e

equiaxiais e aumento da tenacidade e ductilidade do material trabalhado em relação ao

bruto de fusão.

Figura 16 - Estampagem do copo da búrica realizada no AMRJ

3.3.1.1. Procedimento de soldagem do corpo de prova (búrica)

A norma utilizada para a qualificação deste procedimento de soldagem é a MIL-

STD-248D, para a Qualificação do Procedimento de Soldagem para do corpo de prova

em Aço Carbono ASTM A131.

41

Tabela 5 - Procedimento de soldagem do corpo de prova

Características do Procedimento Qualificação

Processos de Soldagem: SMAW (ELETRODO REVESTIDO)

SMAW (ELETRODO REVESTIDO)

Espessura: 3,18 a 19,00 mm

19 mm

Metal de Base:

Aço Carbono ASTM A 131 Gr. A Grupo S1 (Tabela do Anexo E da OA-

08-013)

Posição: 1F / 3F

3F

Consumível:

Grupo A-2A Especificação – AWS A 5.1

Classe -E-7018

Aplicação: Tipos de Junta / Eficiência

Soldagem para Fabricação de Búrica para convoo. Junta de Angulo,/ 100%

Figura 17 - Montagem da cruzeta no copo estampado para soldagem

42

3.3.2. Parâmetros e geometria da junta a ser soldada

METAL BASE Preparação dos Chanfros Preparação da Raíz

Peç

a

N.º

Marca,

Especificação

ou Análise Química

Observações

ESMERILHADEIRA/

RETÍFICA COM PONTA

MONTADA

ESMERILHADEIRA

1 ASTM A 131 Gr. A

Chapa

espessura

(19mm)

Eletrodos/Fluxos Limpeza Entre-

Passes

Conservação 30 à 120 º C ESCOVA MANUAL

E ROTATIVA

2 ASTM A 131 Gr. A

Chapa

espessura

(19 mm)

Local da

Soldagem:

Cochicho

120ºC

Figura 18 - Conservação da temperatura do corpo de prova e eletrodos nos parâmetros

especificados no item 3.3.3

43

3.3.3. Especificação do consumível e parâmetros da soldagem

Tabela 6 - Descrição das camadas, consumível e parâmetros da soldagem

Cam

adas

de

sold

agem

Pro

cess

o d

e so

ldag

em

Posi

ção

Consumíveis de Soldagem Parâmetros de Soldagem

Esp

ecif

ou A

nál

ise

Marca

Dim

ens.

(m

m) Fluxo

Gás

de

Purga

Vazão

L/min

Tipo

Corr. Amp.

Vel

oc.

cm/m

in

Pré-

Aquec.

ºC

Fab

rica

nte

Fabric

Gás

de

Prot.

Ext.

Vazão

L/min Polar Volt

Entre-

Passe

ºC

1 SMAW 3F

E 7

018

MGM 2,25

N/A N/A N/A CC 100-

150

13-1

5 100

Magma N/A N/A N/A + 21-32 150

2 SMAW 3F

E 7

018

MGM 2,25

N/A N/A N/A CC 100-

150

13-1

5 150

Magma N/A N/A N/A + 21-32 150

3 SMAW 3F

E 7

018

MGM 2,25

N/A N/A N/A CC 100-

150

13-1

5 150

Magma N/A N/A N/A + 21-32 150

4 SMAW 3F

E 7

018 MGM

2,25

N/A N/A N/A CC 100-

150

13-1

5 150

Magma N/A N/A N/A + 21-32 150

Figura 19 - Soldagem da cruzeta no copo estampado

44

3.3.4. Consumíveis de soldagem

3.3.5.

Tabela 7 - Descrição dos passes e consumível da soldagem

Pas

se N

.º

Norm

a E

spec

if. Eletrodo / Vareta Fluxo Gás de Purga Gás de Prot. Ext.

Cla

ssif

.

Fab

ric.

Dim

enc.

Cla

ssif

Fab

ric.

Mar

ca

Com

pos.

Mar

ca

Com

pos.

Marca Lote (mm) Marca Lote Fab. (L/min) Fabric. (L/min)

1 AWS A

5.1

E - 7018 MGM 2,25 N/A N/A N/A N/A N/A N/A

Magma 056464 N/A N/A N/A N/A N/A N/A

2 AWS A

5.1



3 AWS A

5.1



4 AWS A

5.1



5 AWS A

5.1



6 AWS A

5.1

E - 7018 MGM 2,25

N/A N/A N/A N/A N/A N/A Magma 056464 N/A N/A N/A N/A N/A N/A

7 AWS A

5.1

E - 7018 MGM 2,25

N/A N/A N/A N/A N/A N/A


8 AWS A

5.1

E - 7018 MGM 2,25

N/A N/A N/A N/A N/A N/A Magma 056464 N/A N/A N/A N/A N/A N/A

9 AWS A

5.1

E - 7018 MGM 2,25

N/A N/A N/A N/A N/A N/A


3.3.6. Seqüência da soldagem

Tabela 8 - Descrição da seqüência de passes da soldagem

Passe

N.º Processo Posição Corrente Polaridade Amp. Volts

Pré Aquec.

ºC

Entre Passes

ºC

1 SMAW 3F CC INVERSA 120 25 100 150









45

3.3.7. Equipamentos utilizados na soldagem

Tabela 9 - Descrição dos equipamentos de soldagem e controle de temperatura

Equipamentos: Observações:

Retificador Estático Trifásico para

Soldagem

Realizar esmerilhamento e ensaio com líquido

penetrante;

Esmerilhadeira Realizar partícula magnética.

Pirômetro de temperatura Conservar eletrodos em cochicho a 120º C

Lápis térmicos O último passe é de contra-solda

Figura 20 - Máquinas de solda ESAB LHF 400 – CC, reguladas nos parâmetros

especificados na Tabela 9

Figura 21 - Lápis térmicos para controle da temperatura mínima e máxima especificadas

na Tabela 9

46

3.4 Testes metalúrgicos e ensaios mecânicos

Após a obtenção do corpo de prova (Burica) do material estudado, a amostra

fabricada foi submetida a ensaios mecânicos e metalúrgicos. Desta forma, permitindo

efetuar análises quantitativa e qualitativa do material e comparar com os valores

apresentados nos certificados de qualidade dos fornecedores da matéria prima. Os testes

metalúrgicos e mecânicos listados a seguir são os mais típicamente utilizados. Os

ensaios realizados foram:

Liquido Penetrante

Ensaios de tração

Particula Magnética

Ensaio de análise de tensão por difração de raio x

Dureza

Micrografia

Macrografia

3.4.1. Liquido Penetrante

Para verificar a existência de trincas superficiais geradas pelo processo de

fabricação, o corpo de prova (búrica) foi submetido ao ensaio de LP no Departamento

de Controle e Qualidade do Arsenal de Marinha do Rio de Janeiro (AMRJ-23) de

acordo com o item 2.14, por profissionais experientes e capacitados para tal tarefa.

Todas as seis juntas soldadas foram numeradas de 1 a 6 e individualmente analisadas.

Figura 22 - Búrica sob ação do ensaio de Líquido Penetrante

47

Não foram encontradas trincas no corpo de prova antes da realização do teste de

tração. A figura 24 mostra que somente uma trinca superficial foi gerada próximo a

junta soldada de Nº1, pelo processo de embutimento conforme item 3.3.1. Esta trinca

não trará influencia nos resultados buscados pelo trabalho proposto.

Figura 23 - Trinca superficial encontrada próximo à junta soldada Nº 1

3.4.2. Ensaio de Tração

De acordo com o Procedimento Técnico PRT-23-018A (DGMM 3008, 2011),

para verificar a capacidade do corpo de prova (búrica) resistir aos esforços, o mesmo foi

submetido ao ensaio de tração no Departamento de Controle e Qualidade do Arsenal de

Marinha do Rio de Janeiro (AMRJ-23), de acordo com o item 2.16, por profissionais

experientes e capacitados para tal tarefa.

Para a realização do ensaio de tração, além do corpo de prova, foi confeccionada

uma base com espessura de 12.5mm para substituir a função do convoo, e assim,

tornou-se possível aplicar a tenção como descrito no item 2.16. Esta base após receber

cerca de 50% da força requerida pela norma (Tabela 1), apresentou grande flambagem,

tendo que sofrer posterior desempeno na calandra e soldagem de dois novos perfis

48

robustos para aumentar o módulo de seção da unidade, e assim, não interferir no

resultado do ensaio. Todas as quatro partes da cruzeta foram individualmente

tracionadas com carga de 7257 Kgf por 3 min de acordo com o Procedimento Técnico

PRT-23-018A (DGMM 3008, 2011), como pode ser mostrado pelas figuras 25 e 26.

Figura 24 - Equipamento para ensaio de tração no Laboratório de ensaios destrutivos

Figura 25 - Corpo de prova sujeito o ensaio de tração (7257 Kgf / 3 min)

49

O ensaio foi realizado a temperatura ambiente com o objetivo de obter dados de

resistência mecânica.

3.4.3. Partícula Magnética

Para verificar a existência de trincas superficiais e semi-superficiais geradas pelo

ensaio de tração, o corpo de prova (búrica) foi submetido ao ensaio de Partícula

Magnética no Departamento de Controle e Qualidade do Arsenal de Marinha do Rio de

Janeiro (AMRJ-23), de acordo com o item 2.15, por profissionais experientes e

capacitados para tal tarefa. Todas as seis juntas soldadas já numeradas de 1 a 6 foram

individualmente analisadas.

Figura 26 - Equipamento para o ensaio de Partícula Magnética

Figura 27 - Ensaio Partícula Magnética sendo realizado

50

Após a realização do ensaio por Partícula Magnética nos quatro lados da cruzeta,

foi possível visualizar três trincas na junta soldada de Nº 1 do corpo de prova como

pode ser visto na Figura 29. A visualizarão da trinca não superficial só foi possível

devido o acumulo do pó ferroso e do líquido fluorescente sobre a área das trincas, como

descrito no item 2.15.

Figura 28 - Trincas encontradas na junta soldada de Nº 1

3.4.4. Ensaio de análise de tensão por difração de raio x

O principal método de medidas de tensões por difração de raios X é o método de

“sen2ψ” baseado na medida do ângulo de difração que caracteriza a posição angular da

linha de difração. A principal equação deste método é a equação da teoria de

elasticidade para deformação , em direção arbitrária. No caso do sistema de

coordenadas polares e do estado de tensões bidimensionais, esta equação pode ser

escrita como:

Trincas

51

εϕ ,ψ=1+ν

Eσϕ sen2ψ−

ν

E(σ 1+σ 2) Eq.(1)

Onde e são os ângulos azimutal e polar, respectivamente; E, são as

constantes de elasticidade do material; 1, 2 são tensões principais e é a

componente da tensão medida. Por outro lado, a deformação , pode ser expressa em

termos da difração de raios X. Uma das principais equações da teoria de difração é

conhecida como lei de Bragg:

2dseno = Eq. (2)

Aqui d é a distância interplanar da rede cristalina, é o ângulo de difração e é

o comprimento de onda do raio X. Após a diferenciação da lei de Bragg podemos obter

a expressão para deformação , :

Igualando as equações (1) e (3) podemos obter a equação para o ângulo de

difração θψ, como um ângulo entre o raio X incidente ou difratado e o plano cristalino:

θψ= θ0+σ ϕ

(1+ν )

E

sen2ψ

ctg θ−

ν

E( σ1+σ2 ) Eq. (4)

Pode ver que a equação (4) é uma função linear θψ em relação de seno2. Este

fato deu o nome do método das medidas de tensões como o método de “seno2ψ. A

equação (4) calcula o valor de tensão medida como tangente desta função θψ = f(sen2).

Então a fórmula para cálculo de valor de tensão σφ pode ser escrita como:

σ ϕ=E

1+νctg θ(θφ= 90− θφ= 0) Eq. (5)

Aqui ( =90 - =0) é o valor da tangente do ângulo de inclinação da linha reta

da função θψ =f(sen2). A Figura 30 ilustra o gráfico de ângulo de difração θψ em

função de sen2 dada pela equação (4) para várias tensões σφ.

εφ ,ψ=Δdd

=− ctg θ∗ Δθ=− ctg θ∗ (θψ− θ0)(3 )

52

Figura 29 - Gráficos das funções θψ =f(seno2ψ)

Variações do ângulo se realizam por inclinações do feixe de raios X incidente

à superfície da amostra analisada. Figura 31 mostra a esquema das medidas de tensões

pelo método de “seno2ψ”com um detector sensível a posição.

Figura 30 - Esquema de medida de tensão por difração de raios X (a,b) e perfil da linha

de difração registrada pelo detector (c)

A Figura 31 a,b mostram casos quando ângulos de inclinação igual a = 00 e

= 600, respectivamente. Pode entender que o principio de medidas de tensões por

difração de raios X é estipulado pelo fato que normal dos planos cristalinos que refletem

o raio X incidente ( na Figura 31a,b) sempre é a bissetriz do angulo entre raio

incidente e raio difratado. Então, variando o angulo de zero graus (Figura 31a) ate

máximo (aproximadamente 600

na Figura 2b) varia se a distancia interplanar dos planos

cristalinos em relação de direção de tensão medida. De acordo com lei de Bragg

(equação (2)) variação de distância interplanar d causa alterações dos ângulos de

difração θ que experimentalmente revela se como deslocamento da linha de difração

mostrada na Figura 31c. Esta alteração de ângulos θψ linear em relação de seno2

53

permite calcular o valor de tensão utilizando equação (5). Precisão de medidas de

tensões é associada com precisão das medidas experimentais do angulo de difração θψ.

Nos aparelhos de raios X onde utiliza se o detector sensível a posição a fórmula

para determinar o valor de angulo de difração θ pode ser escrita como:

2θ = α +k(Nmed. – N0) Eq. (6)

Onde α é o angulo que determina a posição do detector mostrada na Figura

31a,b; k é o coeficiente que transforma a coordenada de canal do detector N em

coordenada angular θ; N0 é o numero de canal que mostra a posição de feixe de raio X

incidente quando α = 0. Os valores dos coeficientes k e N0 dependem de geometria das

medidas e construção do detector e são determinados em processo de calibração do

aparelho utilizado. Para nosso aparelho de raios X portátil desenvolvido para medidas

de tensões em condições de campo os vares dos parâmetros são iguais a:

K = 0,0067 (graus/canal): N0 = 2760 (canal)

Radiação de raios X utilizada na medição de tensões nos aços inoxidáveis

geralmente é obtida com ampola de anodo de cromo. Mais intenso comprimento de

onda no espectro de raios X é Kα1 serie que no caso de ampola de cromo é igual a λ =

2,28962 Å.

Índices dos planos cristalinos do aço carbono que participam no processo de difração

são (211) e o angulo de difração para aço recozido é:

θ* = 77,86

0

Então, utilizando os valores E= 2,19x105 MPa, = 0,3 e também os valores dos

parâmetros k, N0 e α = 1560 entrando na equação (5) podemos obter a formula final na

forma seguinte:

σ = 1,72*(Nψ=90 - Nψ=0) MPA/canal Eq. (6)

54

Aqui Nψ=90, Nψ=0 são os valores de canais do detector obtidos de gráfico Nψ

=f(seno2) que substitua o gráfico θψ =f(seno

2).

Na pratica os valores dos ângulos de inclinação ψ que caracteriza a inclinação de

superfície da amostra analisada em relação de feixe incidente de raios X são: 00, 30

0,

450, 60

0. Neste caso pode simplificar processamento do gráfico Nψ =f(seno

2) e aplicar

regressão linear para determinar inclinação (Nψ=90 - Nψ=0).

3.4.4.1. Equipamento

Vista geral do aparelho de raios X portátil utilizado para medidas de tensões é

mostrado na Figura 32. O aparelho contém uma fonte de raios X (1) com gerador de alta

tensão e ampola de raios X miniatura. Fonte de alta tensão com potência de 20 watts

tem duas saídas de tensão: 15 e 25 KV. Ampola de raios X (3) é refrigerada a ar;

Figura 31 - As unidades principais para construção de um aparelho de raios X portátil

Detector de raios X (4) é sensível à posição. Este detector é capaz de registrar

simultaneamente a parte do espectro de difração de raios X em uma janela de 50 mm,

que para nosso caso quando a distancia de corpo de prova ate o detector igual a 120 mm

corresponde ao intervalo de ângulos de difração 2θ igual a 30 graus. O espectro de raio

X registrado pelo detector sensível à posição é digitalizado e pode ser mostrado no

55

monitor e processado pelo computador como observado na Figura 33. Uma componente

importante do aparelho é colimador que funciona junto com o monocromador. O

colimador serve para formatar o tamanho de feixe de raios X incidente. Contato dos

ponteiros do colimador com superfície de peça analisada realize ajustamento do

aparelho para medições de tensões. Ajustamento deste colimador é fácil e conserva-se

durante as medidas de tensões. O monocromador aplicado no aparelho permite diminuir

significativamente os ruídos do fundo do espectro de raio X e aumentar para as linhas

de difração o valor máximo do angulo de difração ate θ =81 0. Isso é dá possibilidade de

utilizar a ampola de raios X com anodo de cromo que é ótimo para medições de tensões

tanto em aços carbonos quanto em aços inoxidáveis de classe austenítico.

Figura 32 - Vista geral do aparelho de raios X gerando a linha de Difração na junta

soldada de Nº 5 da Búrica, conforme item 3.4.4

3.4.4.2. Procedimento experimental

Antes de ocorrer o ensaio por difração de raio x do corpo de prova (Figura 35),

o mesmo necessitou sofrer decapagem química / polimento eletrolítico, para retirar as

tensões residuais geradas pelo lixamento mecânico. A Decapagem removeu 0,15mm da

56

superfície do metal devido a ação do Cloreto de Amônio sob Corrente Contínua de até 1

Ampér por um período entre 10 a 15 minutos para casa junta soldada a ser analizada. O

procedimento pode ser visto na Figura 34.

Figura 33 - Polimento eletrolítico

Figura 34 - Ensaio por difração de raio x do corpo de prova, conforme item 3.4.4

57

3.4.4.2.1. Medidas de tensões na junta soldada de Nº 1

2960

2980

3000

3020

3040

3060

3080

3100

3120

3140

3160

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Série1 Série2

Figura 35 - Gráficos das funções θψ =f(seno2

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

2600 2650 2700 2750 2800 2850 2900 2950 3000 3050 3100 3150 3200 3250 3300 3350 3400 3450 3500 3550 3600 3650 3700

Figura 36 - Perfil da linha de difração registrada pelo detector na Junta Nº1

Tabela 10 - Conforme item 3.4.4, a tensão residual calculada na Junta Nº1 é de 245.9

MPA de maneira Compressiva

0 0 2985 2985

30 0,250001 3020 3023,5

45 0,500002 3060 3062

60 0,750002 3100 3100,5

90 1 3139

153,9996 0,212639

1,597063 -245,9

58


3114

3115

3116

3117

3118

3119

3120

3121

3122

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Série1 Série2


-20

0

20

40

60

80

100

120

140

2600 2650 2700 2750 2800 2850 2900 2950 3000 3050 3100 3150 3200 3250 3300 3350 3400 3450 3500 3550 3600 3650 3700


Tabela 11 - Conforme item 3.4.4, a tensão residual calculada na Junta Nº2 é de 10 MPA

de maneira Compressiva

0 0 3115 3115

30 0,250001 3117 3116,6

45 0,500002 3118 3118,2

60 0,750002 3120 3119,8

90 1 3121,4

6,399982 0,208121

1,563128 -10,004

59


3100

3120

3140

3160

3180

3200

3220

3240

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Série1 Série2


-20

0

20

40

60

80

100

120

140

2600 2650 2700 2750 2800 2850 2900 2950 3000 3050 3100 3150 3200 3250 3300 3350 3400 3450 3500 3550 3600 3650 3700


Tabela 12 - Conforme item 3.4.4, a tensão residual calculada na Junta Nº3 é de 162,9


0 0 3115 3115

30 0,250001 3140 3141,2

45 0,500002 3165 3167,4

60 0,750002 3194 3193,6

90 1 3219,8

104,7997 0,206929

1,554171 -162,877

60


3140

3160

3180

3200

3220

3240

3260

3280

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Série1 Série2


-20

0

20

40

60

80

100

120

140

2600 2650 2700 2750 2800 2850 2900 2950 3000 3050 3100 3150 3200 3250 3300 3350 3400 3450 3500 3550 3600 3650 3700




0 0 3153 3152

30 0,250001 3175 3178,5

45 0,500002 3200 3205

60 0,750002 3233 3231,5

90 1 3258

105,9997 0,205122

1,540599 -163,303

61


2970

2980

2990

3000

3010

3020

3030

3040

3050

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Série1 Série2


-20

0

20

40

60

80

100

120

140

2600 2650 2700 2750 2800 2850 2900 2950 3000 3050 3100 3150 3200 3250 3300 3350 3400 3450 3500 3550 3600 3650 3700




0 0 2978 2980

30 0,250001 2995 2996,1

45 0,500002 3015 3012,2

60 0,750002 3025 3028,3

90 1 3044,4

64,39982 0,213971

1,607063 -103,495

62

3.4.5. Ensaio de dureza

Para obter resultados de dureza da amostra foi realizado em laboratório da

Universidade Federal do Rio de Janeiro, ensaio de microdureza Rockwell-B, como pode

ser observado na Figura 46. No ensaio de microdureza foram utilizadas cargas de 200gf

em tempos de 30 segundos em cada uma das cinco juntas soldadas, com o objetivo de

verificar a diferença de dureza entre os metais base e o metal de solda.

Figura 45 – Equipamento de ensaio de microdureza Rockwell-B

3.4.6. Micrografia

Dentro do escopo desse trabalho, foi realizada a caracterização microestrutural

do metal base (MB), metal de solda (MS) e zona termicamente afetada (ZTA) da junta

soldada, com o objetivo de demonstrar a microestrutura do material, regiões com

tamanhos de grãos e orientações distintas caracterizada por microscopia óptica (MO).

63

3.4.7. Macrografia

A macrografia da seção transversal da junta soldada permite avaliar o aspecto da

solda, áreas de interface entre o metal base, zona termicamente afetada e metal de solda

depositado. Observa-se o número de deposição dos passes realizados para preencher a

configuração do perfil do chanfro adotado.

3.5 Critério para avaliação de descontinuidade planar

As descontinuidades que apresentam características planar, quando é exigido

maior rigor na avaliação, deve seguir os critérios definidos conforme descrito a seguir.

São consideradas descontinuidades com características planar, as seguintes:

Trincas

Falta de penetração

Falta de fusão

Sobreposição

Mordedura

Concavidades

Inclusão de escória

3.6 Dados essenciais para a avaliação

Os dados relevantes e requeridos par a avaliação estão listados abaixo:

Natureza, posição e orientação da descontinuidade;

Geometria da estrutura, da solda e o procedimento de fabricação;

Tensões (devido à tensões térmicas, residuais), temperatura e transientes;

Propriedades mecânicas do material;

Dados de fadiga, corrosão e dados sobre a propagação de trinca

Dados de tenacidade à fratura do material;

Dados sobre fluência;

Dados sobre corrosão-sob-tensão;

64

4. RESULTADOS E DISCUSSÃO

4.1 Ensaio de análise tensões residuais

Para tal análise, é recomendado medir as tensões nas juntas soldadas evitando

cortes próximo do cordão a ser avaliado, pois estes cortes contribuem no alívio de

tensões residuais oriundas do processo de soldagem. Logo, de forma a não influenciar

nos resultados da Tabela 16, foi necessário efetuar o corte do corpo de prova com disco

de 1mm de espessura de modo a produzir o menor calor possível no momento do corte

como pode ser visto na Figura 47.

Figura 46 - Corte do corpo de prova

O corpo de prova apresentou trincas após o ensaio de tração na junta soldada de

Nº1, caracterizando desta forma que o metal de solda depositado com os parâmetros de

soldagem controlados adequadamente, resulta numa região com resistência menor do

que a requerida em projeto.

65

Na Tabela 16, nota-se que o limites de tensão residual da junta de solda Nº1 do

corpo de prova apresenta limite de escoamento (LE) igual a 245,9 MPA, este superior

ao fornecido na especificação do material igual a 235 MPA.

Tabela 15 - Valores obtidos na análise tensões residuais por raio x

MATERIAL LIMITE DE ESCOAMENTO (MPA)

Aço Base ASTM A 131 σ = 235 MPA

Junta Soldada Nº 1 σ = 245,9 MPA





Como descrito no item 3.1.1. os aços de construção são dúcteis e sofrem uma

deformação plástica considerável antes de ocorrer fratura. O regime de deformação

elástica do material caracteriza-se pela total reversibilidade da deformação, ou seja,

após ser descarregado o material (como no casa da junta soldada Nº1) o mesmo entra no

regime de deformação plástica em que ocorre deformação permanente. Perdendo suas

propriedades físicas e mecânicas iniciais e requeridas pelo projeto. Nas Figuras 48 e 49

são apresentadas respectivamente às deformações plásticas sofridas pelos tarugos

adjacentes às juntas soldadas analisadas Nº 1 – Nº 2 e Nº3 – Nº4.

Figura 47 - Deformações plásticas sofridas próximo ao Nº 1 – Nº 2

66

Figura 48 - Deformações plásticas sofridas próximo ao Nº 3 – Nº 4

O limite de tensão residual da junta de solda Nº1 do corpo de prova apresentou

tensão residual igual a 245,9 MPA, ultrapassando o limite máximo especificado pelo

fabricante e pela norma ASTM do material que é de 235 MPA, além de sofrer a maior

deformação plástica dos ensaios realizados, mostrada na Figura 50.

Figura 49 - Deformações plásticas sofridas próximo ao Nº 1

67

4.2 Ensaio de Dureza

Conforme mencionado no item 3.4.5, conforme norma ASTM E18, foi

elaborado um perfil de microdureza com o objetivo de avaliar a dureza no metal base do

copo, metal base da cruzeta e metal de solda. A Tabela 17 exibe os resultados obtidos,

onde é observado que o metal de solda apresenta dureza superior as demais regiões

medidas.

Tabela 16 - Valores obtidos no ensaio de dureza Rockwell B

Metal de base do copo Metal de solda depositado Metal de base do tarugo

61 82 78

4.3 Ensaio de Micrografia

Utilizando o MO Olympus BX60M (Figura 51), pode-se observar nas

Figuras 56 e 57 as regiões de transição apresentando aspectos diferenciados de tamanho

de grão entre a região do metal de solda composto por grãos menores e a zona

termicamente afetada apresentando típicas regiões de grãos grosseiros e a falta de

deposição de solda na junta Nº 1 como mostrado na Figura 59.

Figura 50 - Microscópio óptico utilizado na captação das imagens

68

O Metal de base demonstrou predominante matriz ferrítica, pequenas ilhas de

perlítas e contornos de grãos refinados.

Figura 51 - Micrografia MB do copo obtida por MO, aumento de 100x

Figura 52 - Micrografia MB do copo obtida por MO, aumento de 200x

69

Figura 53 - Micrografia MB da cruzeta obtida por MO, aumento de 100x

Figura 54 - Micrografia MB da cruzeta obtida por MO, aumento de 200x

70

O Metal de solda depositado na zona de fusão apresentou ferrita primária e

pequenas regiões de ferrita acicular.

Figura 55 - Micrografia da Zona de Fusão obtida por MO, aumento de 100x

Figura 56 - Micrografia da Zona de Fusão obtida por MO, aumento de 500x

71

Figura 57 - Micrografia do metal de solda obtida por MO, aumento de 200x

Figura 58 – Falta de fusão de solda obtida por MO, aumento de 50x

72

4.4 Ensaio de Macrografia

Através da amostra observou-se reforços sobre a região do chanfro na superfície

interna e externa do tarugo. Na macrografia, comprova-se que foram depositados 4

(quatro) camadas conforme mostrado no item 3.3.3, diferenciando as diversas regiões

que compõem a solda e podendo interpretar os resultados da soldagem executada.

Através do ensaio visual percebe-se pela Figura 60, que trata-se de um processo de

soldagem manual, que devido a impossibilidade de execução do procedimento correto

de soldagem, resultou em um cordão não uniforme, com falta de deposição de metal de

solda e presença de escoria. Este conjunto de informações serve de subsídios para

avaliar o projeto do elemento estrutural estudado.

Figura 59 – Foto da Macrografia demonstrando as regiões de solda

Falta de deposição de solda

Zona termicamente afetada MB

MB

MS

73

5 CONCLUSÕES

Através de inspeções visuais e ensaios não destrutivos realizados no corpo de

prova e baseado em normas vigentes de cunho internacional e da Marinha do

Brasil conclui-se que a solda realizada não receberia aprovação técnica por

possuir descontinuidades na parte inferior ao passe de raiz.

Estas descontinuidades nos passes acabamento das juntas soldadas, a falta de

deposição de solda na amostra de N1, justificam-se pelo fato do projeto da

búrica impossibilitar o profissional soldador de efetuar o procedimento de solda

adequado, contornando o tarugo em um mesmo passe de solda.

Foi possível observar a presença de trincas no metal de solda depositado e a

ocorrência de deformação elástica e plástica na cruzeta do corpo de prova, o que

comprova a ocorrência de falhas do material e ratifica a necessidade da

realização do reparo ou fabricação de um novo elemento estrutural.

O resultado da análise das tensões residuais por difração por Raio x, revelou que

a tensão residual do aço A131 após sofrer o ensaio de tração, superou o valor da

tensão Limite de Escoamento do mesmo, de acordo com a ASTM. O que tornou

propício o colapso plástico do material, perda da sua propriedades mecânicas

iniciais e tornando-o inseguro para o fim que se destina.

Metal de base demonstrou predominante matriz ferritica com pequenas ilhas de

perlitas e contornos de grãos refinados.

Metal de solda na zona de fusão apresentou ferrita primária e pequenas regiões

de ferrita acicular.

74

6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

O presente trabalho permite sugerir os seguintes trabalhos futuros:

Avaliar novos projetos de búricas que permitam um processo de fabricação e

soldagem conforme as normas.

Efetuar novas análises diante de esforços de compressão e tração caracterizados

por fadiga.

Avaliar a utilização de outros materiais com propriedades mecânicas elevadas.

Simular variação de tensão na cruzeta da búrica, resultando na propagação do

defeito, permitindo a análise quantitativa da propagação e intervalo de tempo

para ocorrência da falha.

Efetuar novas análises em juntas soldadas submetidas a corrosão.

Efetuar ensaio de réplica metalográfica para medição de tamanho de grão e

verificação das fases formadas.

Avaliar as juntas soldadas do corpo de prova por microscopia eletrônica de

varredura (MEV).

75

7 REFERÊNCIAS

ASTM A 131/A131M – 94 – “Standard Specification for Structural Steel for Ships”. ASTM, USA, 2006.

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Pablo Tinoco da Silva - UEZO

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