UFOP - CETEC - UEMG

REDEM ATR E DE TEM ÁTIC A E M E NG ENHAR IA DE M ATERIAIS

UFOP – CETEC – UEM G

Dissertação de Mestrado

Avaliação Comportamental em Fluência de Vasos de Aç o

16Mo3 para Transporte de Material Siderúrgico: Caso de

Carros Torpedo

Autor: Octávio Manga Eulotério

Orientador: Prof. Dr. Luiz Cláudio Cândido

Co-orientador: Prof. Salustiano M. Pinto Jr., MSc.

Ouro Preto - MG

Dezembro, 2009

UFOP - CETEC - UEMG

REDEM ATR E DE TEM ÁTIC A E M E NG ENHAR IA DE M ATERIAIS

UFOP – CETEC – UEM G

Octávio Manga Eulotério

“Avaliação Comportamental em Fluência de Vasos de A ço 16Mo3 para

Transporte de Material Siderúrgico: Caso de Carros Torpedo”

Dissertação de Mestrado apresentada ao

Programa de Pós-Graduação em Engenharia de

Materiais da REDEMAT, como parte integrante

dos requisitos para a obtenção do título de

Mestre em Engenharia de Materiais

Área de Concentração: Análise e Seleção de Materiai s

Orientador: Prof. Dr. Luiz Cláudio Cândido

Co-orientador: Prof. Salustiano M. Pinto Jr., MSc.

Ouro Preto – MG, dezembro de 2009

Catalogação: sisbin@sisbin.ufop.br

E88a Eulotério, Octávio Manga.

Avaliação comportamental em fluência de vasos de aço 16Mo3 para transporte de material siderúrgico [manuscrito] : caso de carros torpedo/ Octávio Manga Eulotério. – 2009.

xxii, 73f.: il. color., grafs e tabs. Orientador: Prof. Dr. Luiz Cláudio Cândido. Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Escola de Minas. Rede Temática em Engenharia de Materiais. Área de concentração: Análise e seleção de materiais. 1. Aço - Estruturas - Teses. 2. Materiais - Deformação - Teses. 3. Temperatura - Teses. I. Universidade Federal de Ouro Preto. II. Título. CDU: 693.814

v

A minha amada mãe, Nilce Manga

Eulotério, que sempre me apoiou em

tudo, nunca aceitou que desistisse de

um sonho e me ensinou que Deus é o

maior. Seu amor incondicional é

absolutamente inexplicável.

vi

AGRADECIMENTOS

Agradeço a Deus por guiar a minha vida;

A toda minha família, pelo apoio e incentivo.

Ao Prof. Dr. Luiz Cláudio Cândido pela preciosa orientação, paciência, dedicação e respeito

ao longo do desenvolvimento deste trabalho, motivos de minha admiração e eterna gratidão;

Ao co-orientador Prof. MSc. Salustiano Martins Pinto Jr., colega do Órgão de Engenharia

Mecânica da Companhia ArcelorMittal Tubarão, pela disponibilidade, paciência e

importantes contribuições na condução deste trabalho;

A Companhia ArcelorMittal Tubarão pela oportunidade, confiança e apoio financeiro;

Aos funcionários do Laboratório Químico da área da Aciaria da Companhia ArcelorMittal

Tubarão, pelos ensaios de análise química.

A Universidade Federal do Espírito Santo (UFES), por manter um Centro Tecnológico de

qualidade;

Aos professores da banca examinadora pelas críticas construtivas;

Ao Centro de Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear (CDTN), em especial ao Eng˚ Dr.

Jefferson José Vilela e ao Técnico de Ensaios Mecânicos Nirlando Antônio Rocha pelo

valioso apoio nos ensaios de ruptura por fluência;

A todos os funcionários da Universidade Federal de Ouro Preto (UFOP) pelas ajudas e

contribuições;

A República Pasárgada, onde fui presenteado com irmãos de coração. Obrigado pela

acolhida, pelo companheirismo e pela torcida;

vii

A minha amada mãe Nilce Manga Eulotério, um agradecimento especial:

A Sra. sempre me inspirou confiança e me fez sentir especial. Qualquer coisa que aconteça

na minha vida eu saberei, graças a você, que tenho meu valor. É um orgulho ter a melhor

mãe que um filho poderia desejar. Por isso hoje agradeço...

“ Obrigado por me mostrar o pôr do sol pela primeira vez, andar comigo debaixo de chuva e

me levar à praia mesmo no inverno.

Obrigado por deixar que eu trouxesse pedras e conchas e galhos caídos.

Obrigado por me encontrar no portão da escola.

Obrigado por saber lidar com aquele colega insuportável.

Obrigado por colocar bolo na minha lancheira.

Obrigado por tornar a caxumba menos dolorosa.

Obrigado por sempre estar ao meu lado quando precisei de você.

Obrigado por não ter me dado bronca em público.

Obrigado pela alegria de estar vivo.

Obrigado por dizer: “Tente ao máximo. Trabalhe ao máximo”. “E, se não conseguir, volte sua

atenção para outra coisa”, Isso poupou muita dor de cabeça.

Obrigado por estar sempre ao meu lado, mas respeitando o meu espaço. Sem exigências.

Ao meu lado. Sempre pronta para dar conselhos sobre tosse, lição de casa, Mozart,

presentes para amigos, livros, palavras cruzadas e outras coisas mais.

Obrigado por prolongar o que tinha fim. Por criar coisas do nada. Por doar quando seus

bolsos estavam vazios. Por me amar quando estava totalmente detestável.

Obrigado por fazer o impossível com um sorriso.

Obrigado por me dar toda a atenção quando eu explicava cálculo para você.

Obrigado por não desistir de mim quando fui especialmente terrível.

Você foi a única que não fez isso.

Definitivamente, ombro amigo.

Alguém a quem contar as novidades.

Alguém com quem rir das coisas engraçadas.

Alguém com uma fonte inesgotável de amor.

Mesmo com tudo o que fiz.

Sempre.”

(EXLEY, 1992).

viii

RESUMO

“Avaliação Comportamental em Fluência de Vasos para Transporte de Material

Siderúrgico: Caso dos Carros Torpedo da Companhia A rcelorMittal Tubarão”

Os carros torpedo utilizados em usinas siderúrgicas estão submetidos a níveis de

carregamento e temperaturas relativamente altos, assim estão sujeitos à

deformação plástica ao longo do tempo. Este trabalho estudou as características

comportamentais de um aço do tipo 16Mo3 sob fluência. Além da caracterização do

material metálico, foram realizadas simulações matemáticas e análises

termográficas para verificar as distribuições de tensão e temperatura em um carro

torpedo. Foram realizados ensaios de ruptura por fluência, inicialmente, com valores

próximos ao limite de escoamento do material até 50% do mesmo. Notou-se que a

temperatura crítica de operação de um carro torpedo é em torno de 440°C. Os

corpos de prova ensaiados sob fluência sofreram ruptura para níveis de

carregamento abaixo de 95% até 70% do limite de escoamento. Com aplicação de

50% do limite de escoamento, os corpos de prova não se romperam em tempos

maiores que 4800 horas de ensaio.

Palavras-chave: Carro torpedo; Aço estrutural; Fluência.

ix

ABSTRACT

“The Behavior Of Pugh Car In Creep: Case From Arcel orMittal Tubarão

Steelmaking Plant”

The pugh cars that are used in steelmaking plants are subjected to load and

temperature levels relatively high, so they are submitted to plastic deformation with

time. This work studied the behavior characteristics of 16Mo3 steel during creep. In

addiction of material characterization, mathematical simulations and thermograph

analysis were done to verify the stress and temperature distribution in a pugh car.

Initially, creep rupture tests were executed using values closed to the material

yielding stress until 50% of it. It was observed that the operation critical temperature

of the pugh car was 440°C. The creep specimens were broken for loads under 95%

to 70% of yielding stress. With 50% of yielding stress, the specimen didn’t break after

4800 hours.

Keywords: Pugh Car; Structural steel; Creep.

x

ÍNDICE RESUMO...................................................................................................................viii

ABSTRACT..................................................................................................................ix

ÍNDICE..........................................................................................................................x

LISTA DE FIGURAS..................................................................................................xiii

LISTA DE TABELAS..................................................................................................xix

NOMENCLATURA......................................................................................................xx

1 – INTRODUÇÃO………………........…...………………............……………………….1

2 – OBJETIVOS………………….............…………………………………………………6

3 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA……………………………............……… …………….7

3.1 – Aços Cromo-Molibdênio.......……………..........……………………………….7

3.2 – O Fenômeno de Fluência………………………………………………………..8

3.2.1 – Introdução........................……...…..………………………………………9

3.2.2 – A curva de fluência…............................…………………………………10

3.2.3 – Comportamento das tensões atuantes na fluência......................…....13

3.2.4 – Mecanismos de fluência...................................................................…16

3.2.4.1 – Fluxo difusional...............................………………..……………16

3.2.4.2 – Escorregamento de contornos de grão............………..……….20

3.2.4.3 – Escorregamento e escalagem de discordâncias....…......…….21

3.3 – Ensaios de Fluência….........………..………………………………………….22

3.3.1 – Introdução.....................……..……………………………..………….…22

3.3.2 – Ensaio de fluência à carga constante…...........................……..…..…23

3.3.3 – Ensaio de ruptura por fluência.....…………......…………………..……25

xi

3.3.4 – Métodos de correlação e extrapolação……………………...……..…27

3.3.5 – Mapas de mecanismos de deformação......……….......…………..…29

4 – MATERIAIS E MÉTODOS.…………………………....……………………………30

4.1 – Material..………..................................………………………………….….……30

4.2 – Métodos………...................................………………………………….….……30

4.2.1 – Análise metalográfica………….…..………....….....………………………30

4.2.2 – Análise química.........................................…………………….…...….....31

4.2.3 – Ensaios de dureza........................................…………….…….………...32

4.2.4 – Ensaios de tração.........................................………………..………...…32

4.2.5 – Ensaios de impacto Charpy ............................……..…………………...33

4.2.6 – Análises por termografia......................................……….…….………...34

4.2.7 – Simulação computacional.......................….….….…………….………...35

4.2.8 – Ensaio de ruptura por fluência...............................................................35

5 – RESULTADOS E DISCUSSÃO……….....………………..……....... ............…..…41

5.1 – Características de um Carro Torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão

em Regime de Trabalho.............................................................................41

5.2 – Análise Química............................................…………………..….………...42

5.3 – Análise Metalográfica………….….…..…………….……………………….…43 5.4 – Ensaios de Tração........................................…......……………….………...43

5.5 – Ensaios de Dureza......................................…………..………….………....46

5.6 – Ensaios de Impacto Charpy ....................................…...........….……….…46

5.7 – Análises por Termografia..............................…………………….……….....47

5.8 – Simulação Computacional....................................……………….………....49

5.8.1 – Definição do modelo..............................…………………….….……...50

xii

5.8.2 – Análise de tensões...............................................………….……….…50

5.8.2.1 – Importação do modelo.........................…………..………....…50

5.8.2.2 – Geração da malha de elementos finitos..............................…51 5.8.2.3 – Análise dos Resultados das Simulações........……………..…52

5.9 – Ensaios de Ruptura por Fluência.....................…………………….….……...55 5.10 – Análises Microfratográficas............................…………………….………....59

5.11 – Análises por MEV-EDS..................................…………………….………....61

5.12 – Considerações Finais quanto ao Fenômeno de Fluência nos Carros

Torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão........................................64

6 – CONCLUSÕES....................................................................................................66

7 – SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS............... ...........................…….67

8 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS..................... ..........................................….68

xiii

LISTA DE FIGURAS

Figura 1.1 – Fatores envolvidos na seleção de materiais em um projeto. Adaptado de

METALS HANDBOOK, Vol. 1 (1990).

Figura 1.2 – Desenho esquemático da produção de aço da Companhia ArcelorMittal

Tubarão. (Fonte: COMPANHIA ARCELORMITTAL TUBARÃO, 2009).

Figura 1.3 – Desenho de um carro torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão.

Figura 1.4 – Carro torpedo Nº 01 da Companhia ArcelorMittal Tubarão.

Figura 1.5 – Carro torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão em basculamento

de ferro gusa. Ação da radiação sobre o vaso.

Figura 1.6 – Desenho de munhão de um carro torpedo da Companhia ArcelorMittal

Tubarão. (Fonte: Desenho ArcelorMittal Tubarão).

Figura 1.7 – Sistema de basculamento de um carro torpedo da Companhia

ArcelorMittal Tubarão. Detalhe para componentes internos.

Figura 3.1 – Mudanças esquemáticas da resistência à fluência a 550˚C em um aço

Cromo-Molibdênio normalizado, LIMA (2007).

Figura 3.2 – Deformação por fluência e fratura típica em uma palheta de turbina.

METALS HANDBOOK, Vol. 11 (2002).

Figura 3.3 – Curva típica de fluência. Adaptado de METALS HANDBOOK, Vol. 11

(2002).

Figura 3.4 – Vida em fluência baseada na classificação de vazios. Adaptado de

METALS HANDBOOK, Vol. 11 (2002).

xiv

Figura 3.5 – Representação esquemática de difusão por lacuna. Adaptado de

CALLLISTER (2002).

Figura 3.6 – Representação esquemática de uma difusão intersticial. Adaptado de

CALLLISTER (2002).

Figura 3.7 – Representação esquemática de mecanismos de difusão em

fluência: a) Nabarro-Herring; b) Coble, EVANS & WILSHIRE (1993).

Figura 3.8 – Ilustração de uma máquina para ensaios de fluência, GARCIA et alli

(2000).

Figura 3.9 – Montagem típica de um corpo de prova em ensaio de fluência.

Adaptado de ASHBY & JONES (1996).

Figura 3.10 – Método de apresentação dos resultados de ruptura por fluência,

DIETER (1988).

Figura 3.11 – Relação entre tempo de ruptura e temperatura para três níveis de

tensão σa, σb e σc, segundo a equação de Larson-Miller. Adaptado

de MEYERS & CHAWLA (1982).

Figura 3.12 – Curva mestre para o aço inoxidável AISI 316. Adaptado de MEYERS &

CHAWLA (1982).

Figura 3.13 – Mapa de Weertman-Ashby para prata para taxa de deformação

crítica de 10-8 /s, Adaptado de MEYERS & CHAWLA (1982).

Figura 4.1 – Microscópios utilizados nas análises; (a) óptico; (b) MEV.

Figura 4.2 – Desenho esquemático do plano de corte dos corpos de prova para

ensaios de tração.

xv

Figura 4.3 – Desenho esquemático de um corpo de prova para ensaio de

tração, ASTM E8 (2004). Valores em mm.

Figura 4.4 – Desenho esquemático do plano de corte dos corpos de prova para

ensaios de impacto.

Figura 4.5 – Desenho esquemático de um corpo de prova para ensaio de impacto

Charpy, ASTM E23 (2005). Valores em mm.

Figura 4.6 – Desenho esquemático de um corpo de prova para ensaio de

fluência, ASTM E 21 (2005). Valores em mm.

Figura 4.7 – Corpo de prova utilizado em ensaio de ruptura por fluência.

Figura 4.8 – Representação esquemática do sistema de alavanca de uma máquina

de ensaio de fluência do CDTN/ CNEN.

Figura 4.9 – Máquina utilizada para realização dos ensaios de fluência

(CDTN/CNEN).

Figura 4.10 – Sistema de contra pesos da máquina de ensaio de fluência

(CDTN/CNEN).

Figura 4.11 – Forno da máquina de ensaio de fluência (CDTN/CNEN); montagem do

corpo de prova.

Figura 4.12 – Corpo de prova sob ensaio de fluência; detalhe para o aquecimento

realizado pelas lâmpadas halogênicas.

Figura 4.13 – Quadro de monitoramento de parâmetros (temperatura e tempo) da

máquina de ensaio de fluência (CDTN/CNEN).

xvi

Figura 4.14 – Sistema de amortecimento da máquina de ensaio de fluência

(CDTN/CNEN).

Figura 5.1 – Curva de inclinação do munhão de um carro torpedo da Companhia

ArcelorMittal Tubarão.

Figura 5.2 – Curva de ovalização de um carro torpedo da Companhia ArcelorMittal

Tubarão.

Figura 5.3 – Microestrutura do aço do tipo 16Mo3; ataque: Nital (2%); (a) 100X; (b)

500X.

Figura 5.4 – Curvas tensão versus deformação do aço do tipo 16Mo3; temperatura

ambiente; “Software Origin”.

Figura 5.5 – Valores médios das curvas tensão versus deformação do aço do tipo

16Mo3; temperatura ambiente; “Software Origin”.

Figura 5.6 – Macrofratografia de um corpo de prova ensaiado por tração.

Figura 5.7 – Macrofratografia de um corpo de prova ensaiado por impacto.

Figura 5.8 – Termograma de um carro torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão

carregado e em repouso; (a) cone, (b) região cilíndrica.

Figura 5.9 – Termogramas da superfície lateral dos vasos de dois carros torpedo da

Companhia ArcelorMittal Tubarão no início da operação de

basculamento na aciaria.

Figura 5.10 – Termogramas da superfície lateral de um carro torpedo da Companhia

ArcelorMittal Tubarão durante operação de basculamento na aciaria

com a presença de outro carro torpedo ao lado.

xvii

Figura 5.11 – Imagens do software Solid Edge® com desenhos de um carro torpedo

da Companhia ArcelorMittal Tubarão; (a) Sólido em 3 dimensões, (b)

Corte longitudinal.

Figura 5.12 – Modelo de um carro torpedo gerado no software Solid Edge®.

Figura 5.13 – Malha gerada no modelo Parasolid de um carro torpedo; simulação

computacional (ANSYS®).

Figura 5.14 – Análise de tensões atuantes em um carro torpedo da Companhia

ArcelorMittal Tubarão; simulação computacional (ANSYS ®).

Figura 5.15 – Análise de campos de tensão atuantes no cone de um carro torpedo

da Companhia ArcelorMittal Tubarão; simulação computacional

(ANSYS®).

Figura 5.16 – Corpos-de-prova de ensaios de ruptura por fluência; (a) CP rompido,

dentro do forno; (b) e (c) comparação entre um CP não ensaiado (A),

e outros ensaiados – (B) não rompido e (C) rompido; (d) detalhe de

um CP com fratura do tipo “taça-cone”.

Figura 5.17 – Microestrutura de um corpo-de-prova ensaiado sob fluência,

correspondente à Figura 5.16 (b,B); (a) - 200X e (b) - 1000X,

região não deformada plasticamente de maneira localizada; (c) e

(d) - 200X, (e) - 500X, (f) - 1000X, evolução da região que sofreu

estricção; ataque: Nital (2%).

Figura 5.18 – Microfratografias do aço do tipo 16Mo3 ensaiado em tração (a) região

no centro do corpo-de-prova, “dimples”; 100 X; (b) Idem (a), mas

1000X; MEV.

Figura 5.19 – Microfratografias do aço do tipo 16Mo3 ensaiado em fluência (a)

estricção e aspecto fibroso da fratura (“dimples”), 35X; (b) Idem (a),

mas 1500X; MEV.

xviii

Figura 5.20 – Microfratografias do aço do tipo 16Mo3 ensaiado em impacto (a)

presença de “dimples” e facetas de clivagem, 100X; (b) destaque

para a região dúctil, 1000X; (c) facetas de clivagem, com “marcas de

rios”, 500X; (d) “dimples” alongados, região da zona cisalhante,

500X; MEV.

Figura 5.21 – Microfratografia de um CP ensaiado em tração, destacando-se a

presença de partícula na matriz; 4500X. MEV/EDS.

Figura 5.22 – Espectro obtido em análise pelo sistema MEV/EDS na região

correspondente ao ponto 1 da Figura 5.21.

Figura 5.23 – Microfratografia de um CP ensaiado em impacto, destacando-se a

presença de partícula na matriz; 7000X. MEV/EDS.

Figura 5.24 – Espectros obtidos em análise pelo sistema MEV/EDS nas regiões (a)

ponto 1 e (b) ponto 2 da Figura 5.23.

Figura 5.25 – Microfratografia de um CP ensaiado em fluência, destacando-se a

presença de partícula na matriz; 4500X. MEV/EDS.

Figura 5.26 – Espectros obtidos em análise pelo sistema MEV/EDS nas regiões (a)

ponto 1, (b) ponto 2 e (c) ponto 3 da Figura 5.25.

Figura 5.27 – Representação gráfica dos resultados dos ensaios de ruptura por

fluência do aço do tipo 16Mo3; 450 ºC.

xix

LISTA DE TABELAS

Tabela 4.1 – Propriedades mecânicas do aço 16Mo3, Norma UNE - EN 10028-2/92.

Tabela 4.2 – Composição química nominal do aço do tipo 16Mo3, Norma UNE - EN

10028-2 (1992) (% em peso).

Tabela 5.1 – Composição química de amostra do aço 16Mo3 (% em peso).

Tabela 5.2 – Resultados do ensaio de tração do aço do tipo 16Mo3.

Tabela 5.3 – Dureza média do aço do tipo 16Mo3.

Tabela 5.4 – Dureza média de aço do tipo 15Mo3, RABELLO (2000).

Tabela 5.5 – Resultado do ensaio de impacto Charpy do aço do tipo 16Mo3;

temperatura ambiente.

Tabela 5.6 – Fatores para determinação do fator de correção da fabricação.

Adaptado de AISE 6 (1991).

Tabela 5.7 – Dados dos ensaios de ruptura por fluência do aço do tipo 16 Mo3;

temperatura de 450 ºC.

xx

NOMENCLATURA

Letras Latinas A – Constante adimensional;

Al – Alongamento percentual, [%];

b – Vetor de Burgers;

B – Coeficiente adimensional;

Bo – Fator dependente da tensão e da estrutura do material;

C – Constante característica do material;

d – Tamanho médio de grão, [µm];

D – Coeficiente de difusão, [m2/s];

D0 – Fator de freqüência, [m2/s];

Dv – Coeficiente de autodifusão do material, [m2/s];

f1 – Fator de construção;

f2 – Fator de conformação;

f3 – Fator de acabamento;

f4 – Fator de dureza;

f5 – Fator de forma;

xxi

F – Carga aplicada, [ N ];

Ff – Fator de correção de fabricação;

Ft – Fator de correção de temperatura;

Fi – Fator de impacto;

G – Módulo de elasticidade transversal, [MPa];

k – Constante de Boltzman, [1,3806 x 10-23J/K];

K1 – Constante adimensional para cada material;

M – Parâmetro de Larson-Miller;

n – Expoente de tensão;

n1 – Constante para cada material;

p – Constante adimensional;

Qc – Energia de ativação para fluência, [J/mol];

R – Constante Universal dos gases, [J/K.mol];

RA – Redução de área (estricção), [%];

(SF)u – Fator de segurança;

T – Temperatura, [ ºC ];

Tf – Temperatura de fusão, [ ºC ];

xxii

Tt – Temperatura de trabalho, [ ºC ];

ton – Toneladas;

Tr – Tempo para ruptura, [ h ];

xxiii

Letras Gregas

ε – Deformação, [mm];

oε – Deformação instantânea, [ mm ];

.mε – Taxa de fluência mínima, [%s-1];

.sε – Taxa de fluência estacionária, [%s-1];

σ – Tensão aplicada, [MPa];

σa, σb e σc – Diferentes níveis de tensão – Equação de Larson-Miller, [MPa];

σe – Tensão efetiva, [MPa];

σi – Tensão interna, [MPa];

σp – Tensão normal admissível na panela, [MPa];

σte – Tensão total admissível baseado na tensão limite de escoamento, [MPa];

σtp – Tensão total admissível na panela, [MPa];

σtu – Tensão total admissível baseado na tensão limite de resistência, [MPa];

σu – Limite de resistência mecânica, [MPa];

σy – Limite de escoamento, 0,2% [MPa];

xxiv

SIGLAS

ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas;

CT – Carro Torpedo;

CDTN – Centro de Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear;

CNEN – Comissão Nacional de Energia Nuclear;

CP – Corpo de prova;

DEMET – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais;

DIN – Deutsches Institut für Normung;

EDS – Energy Dispersive Spectrometer;

EM – Escola de Minas;

MEV – Microscópio Eletrônico de Varredura;

UFOP – Universidade Federal de Ouro Preto.

1

1- INTRODUÇÃO

O desenvolvimento de materiais resistentes a condições de ambientes severos

bem como altas tensões e temperaturas tornou-se uma solução para atendimento

a necessidades científicas, tecnológicas e econômicas, principalmente no que diz

respeito ao aumento de vida útil, otimização de recursos e confiabilidade de

equipamentos. Segundo SIEGEL (1996), estas necessidades requerem materiais

disponíveis para trabalhos em condições próximos dos limites de sua capacidade,

de tal forma que conjuguem uma combinação de boas propriedades à altas

temperaturas e resistência ao processo de degradação, condições evidentemente

necessárias para resistir a ambientes de serviço hostis por um longo período de

tempo.

A resistência mecânica de um material pode ser considerada uma propriedade de

fundamental importância, pois reflete não só as características comportamentais

(deformação, taxa de deformação e temperatura), mas também o estado do

próprio material (composição química e tamanho de grão). De acordo com

MEYERS & CHAWLA (1982), os desenvolvimentos tecnológicos dos últimos

cinqüenta anos têm demandado materiais que resistam a temperaturas mais

elevadas.

Na seleção de materiais para serviços à altas temperaturas, vários fatores devem

ser considerados. Segundo COUTINHO (1992), isso inclui a faixa de temperatura

de trabalho, faixas de tensões de trabalho, meio físico, deformação máxima

permitida, limitações de peso e tamanho, custo e disponibilidade. De acordo com

METALS HANDBOOK, Vol. 1 (1990), a seleção de um material se constitui de

uma importante variável de engenharia em um projeto. Esta seleção pode ser

complexa, pois esta é apenas uma parte de um processo que pode envolver uma

ampla rede de relações no que diz respeito à função do produto, forma, materiais

e processo de fabricação (Figura 1.1).

2

Figura 1.1 – Fatores envolvidos na seleção de materiais em um projeto.

Adaptado de METALS HANDBOOK, Vol. 1 (1990).

O fenômeno da fluência pode ser ilustrado considerando o caso dos Carros

Torpedo (CTs) da Companhia ArcelorMittal Tubarão, que fazem parte do

processo de produção do aço. Na fase do processo do alto forno, onde é

produzido o ferro gusa, que é transportado para a aciaria para adição de ferros

ligas e redução de impurezas, resultando em aço líquido produzido pelos

convertedores. Os responsáveis por este transporte são os CTs, que

desempenham papel fundamental na logística siderúrgica, transportando toda

produção de ferro gusa líquido em altas temperaturas. Na Figura 1.2, pode-se

observar um esquemático de CTs no processo siderúrgico .

Figura 1.2 – Desenho esquemático da produção de aço da Companhia

ArcelorMittal Tubarão. (Fonte: COMPANHIA ARCELORMITTAL

TUBARÃO, 2009).

CTs

3

O carro torpedo consiste de um vagão especial que possui 400ton de peso

próprio, com capacidade de carga de 450ton, composto de um vaso com

estrutura em chapa de aço do tipo 16Mo3, material com aproximadamente 0,3%

de molibdênio, que proporciona bom comportamento mecânico como elemento

endurecedor. Esta chapa é revestida internamente por uma camada de tijolos

refratários responsáveis pelo isolamento térmico entre o ferro gusa e o ambiente,

reduzindo as perdas de carga térmica do ferro gusa e protegendo o vaso. Este

vaso em formato de charuto é apoiado em mancais nas suas extremidades. Estes

mancais são montados sobre um conjunto de “truques” que são sustentados por

rodeiros. Tratam-se de 12 truques com 2 rodeiros cada, totalizando 24 rodeiros.

Cada rodeiro consiste em um conjunto composto por duas rodas interligadas por

um eixo e são responsáveis pelo apoio e movimentação dos CTs sobre os trilhos.

As Figuras 1.3 e 1.4 ilustram as características principais de um carro torpedo da

Companhia ArcelorMittal Tubarão.

Figura 1.3 – Desenho de um carro torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão.

Vaso do CT

Mancal de apoio do vaso

Mancal de apoio do vaso

Truque

Rodeiros

4

Figura 1.4 – Carro torpedo Nº 01 da Companhia ArcelorMittal Tubarão.

Ao longo dos anos de trabalho, os CTs apresentaram grandes deformações

plásticas em seus vasos, caracterizadas por ovalização e empenos em seus

apoios entre mancal e vaso, conseqüência de sua condição adversa de operação,

caracterizada por ciclos térmicos rigorosos, vibrações a altas temperaturas e ação

da radiação, conforme mostrado na Figura 1.5.

Uma reforma de toda a frota da Companhia ArcelorMittal Tubarão (16 CTs) foi

necessária, de forma a executar a correção dos problemas. Em função destes,

um amplo estudo estrutural foi desenvolvido com base nos projetos dos CTs e em

dados colhidos em campo, no intuito de identificar possíveis falhas e propor

melhorias.

Figura 1.5 – Carro torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão em

basculamento de ferro gusa. Ação da radiação sobre o vaso.

5

As Figuras 1.6 e 1.7 ilustram, respectivamente, o desenho de um munhão e um

sistema de basculamento de um CT após a desmontagem da proteção que o

envolve. Uma boa montagem entre munhão e mancal proporciona uma condição

favorável (alinhamento, nivelamento, distância entre centros) para o bom

funcionamento do par de engrenagens responsáveis pelo movimento de giro de

um CT durante sua operação.

Figura 1.6 – Desenho de munhão de um carro torpedo da Companhia

ArcelorMittal Tubarão. (Fonte: Desenho ArcelorMittal Tubarão).

Figura 1.7 – Sistema de basculamento de um carro torpedo da Companhia

ArcelorMittal Tubarão. Detalhe para componentes internos.

6

2- OBJETIVOS

O presente trabalho teve como objetivo principal a avaliação do vaso de um carro

torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão quanto à sua resistência ao trabalho

em altas temperaturas, empregando-se conceitos de fluência. Para determinação

de informações necessárias desta avaliação foram realizados ensaios de ruptura

por fluência, análises por termografia, simulações computacionais além das

análises convencionais de caracterização do material.

O estudo permitiu a investigação da contribuição da fluência nas deformações da

Companhia ArcelorMittal Tubarão, que apresentaram deformações significativas

em uma reduzida vida útil.

7

3 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA Alguns aspectos relativos aos conceitos, mecanismos, comportamentos dos

materiais e das tensões referentes ao mecanismo de deformação plástica por

fluência serão abordados a seguir.

3.1 – Aços Cromo-Molibdênio

Os aços cromo-molibdênio possuem alta resistência à fluência, tenacidade e

resistência à corrosão. Estes aços são largamente usados nas indústrias

petroquímicas e nas usinas de geração elétrica de várias formas, tais como:

tubulações, vasos de pressão, e partes estruturais; em aplicações que envolvem

exposição a altas temperaturas, onde se requer resistência à fluência promovida

pelas adições de molibdênio e a melhoria da resistência à corrosão promovida

pelo cromo, JAYAN et al (2004).

A fluência se torna mais crítica à medida que há exigência de temperaturas e

pressões de trabalho cada vez maiores, RAJ et al (2004). A resistência à fluência

do aço cromo-molibdênio é proveniente de dois mecanismos principais:

• Endurecimento por solução sólida principalmente por carbono, molibdênio e

cromo na matriz ferrítica;

• Endurecimento por precipitação de carbonetos, nitretos e carbonitretos.

O endurecimento da matriz ferrítica, devido à edição de elementos de liga a

solução sólida e aos carbonitretos precipitados pelo tratamento térmico do aço, é

seguido pela perda de resistência mecânica durante longa exposição a altas

temperaturas, face à precipitação e evolução dos carbonetos presentes. Nos

primeiros estágios da fluência, os efeitos de solução sólida são a maior

contribuição para a resistência mecânica. Com o passar do tempo, a precipitação

de carbonetos contribui preponderantemente para a resistência à fluência, este

efeito diminui com o seu coalescimento, formando estruturas mais estáveis,

8

apesar de menos resistentes. Ambos os mecanismos de endurecimento tornam-

se instáveis em temperaturas muito elevadas, FURTADO (2004).

A Figura 3.1 mostra esquematicamente as mudanças na resistência à fluência em

um aço cromo-molibdênio normalizado.

Figura 3.1 – Mudanças esquemáticas da resistência à fluência a 550˚C em um

aço Cromo-Molibdênio normalizado, LIMA (2007).

Estes aços são comumente usados na condição normalizada ou temperada e

revenida. A microestrutura bainítica tem resistência à fluência melhor sob altas

tensões em condições de tempos curtos, mas degrada mais rapidamente em

altas temperaturas do que estruturas perlíticas. Em conseqüência, o material

ferrítico-perlítico tem melhor resistência à fluência a baixas tensões. Como ambas

as microestruturas tendem a esfeiroidização, espera-se que em longos tempos de

vida em serviço as duas microestruturas venham a convergir para resistências

similares à fluência, METALS HANDBOOK, Vol. 1 (1990).

3.2- O Fenômeno de Fluência A seguir serão apresentados alguns fundamentos sobre fluência em materiais.

9

3.2.1 - Introdução

A fluência pode ser definida como uma deformação plástica dependente do

tempo que ocorre em um material submetido a uma carga (F). Este fenômeno é

fortemente dependente da temperatura.

Existem diversos conceitos no que diz respeito a definição da condição crítica que

caracterize a ação do fenômeno de fluência sobre um material. Segundo

HERTZBERG (1989), normalmente a fluência ocorre em temperaturas acima da

homóloga, que corresponde à razão entre a temperatura de trabalho (Tt) e a

temperatura de fusão (Tf) do material. De acordo com METALS HANDBOOK, Vol.

11 (2002), o comportamento de um material policristalino em fluência é

considerado a aproximadamente 0,3 à 0,5 de Tf. Porém, esta regra não é

necessariamente critério para um projeto de engenharia. A deformação por

fluência torna-se importante quando a resistência mecânica de um metal é

limitada pela fluência e não pela tensão limite de escoamento.

Componentes de foguetes, aviões, instalações de refinarias de petróleo,

equipamentos de indústrias químicas, instalações nucleares, cabos de alta tensão

e palhetas de turbinas (Figura 3.2) são exemplos de materiais que estão sujeitos

à tensões mecânicas e à temperaturas relativamente elevadas, sendo que estes

complicam significativamente a análise de uma falha e suas possíveis soluções,

WULPI (2000).

Figura 3.2 – Deformação por fluência e fratura típica em uma palheta de turbina.

METALS HANDBOOK, Vol. 11 (2002).

10

Quando se aplica uma carga em um material, ela exerce uma tensão sobre o

mesmo. Conforme se aumentam a carga e/ou a temperatura, a deformação no

material passa a ser mais acentuada, assim como a taxa de fluência.

Dependendo da tensão exercida pela carga, do tempo e da temperatura, ele pode

ou não voltar às suas dimensões e forma originais. Embora a aparência externa

possa ser semelhante à forma inicial, a microestrutura pode ter sido modificada.

Entre os principais fatores que afetam as propriedades em fluência são citados a

temperatura de fusão, o módulo de elasticidade e o tamanho de grão cristalino,

GARCIA et al (2000).

3.2.2 - A curva de fluência

O comportamento de um material sob fluência é geralmente representado por

ensaios onde a deformação de uma amostra é medida em função do tempo.

Estas medidas são apresentadas na forma de uma curva deformação-tempo, que

caracteriza o fenômeno de fluência, COUTINHO (1992) e METALS HANDBOOK,

Vol. 11 (2002). Estas curvas são caracterizadas por três regiões distintas,

fortemente dependentes das condições de tensão e temperatura, conforme

ilustrado na Figura 3.3.

Figura 3.3 – Curva típica de fluência. Adaptado de METALS HANDBOOK , Vol 11

(2002).

11

Os estágios da curva de fluência são descritos a seguir:

I - Primeiro estágio (fluência primária ou transiente): em princípio, após a

aplicação da carga em determinado nível de temperatura, o material apresenta

uma deformação elástica instantânea ε0 , dando origem ao primeiro estágio, no

qual a taxa de fluência decresce com o tempo. O escorregamento de

discordâncias é dificultado pela existência de obstáculos e barreiras, e a energia

de ativação é insuficiente para sobrepor estas barreiras, EVANS & WILSHIRE

(1993).

II - Segundo estágio (fluência secundária ou fluência estacionária): a taxa de

deformação é constante e este é considerado o estágio de maior importância.

Esta taxa de fluência é também conhecida como taxa mínima de fluência e

corresponde ao ponto (ou região) de inflexão da curva, MEYERS & CHAWLA

(1982).

Neste estágio, a inclinação da curva da deformação em função do tempo é

praticamente constante, que resulta numa derivada constante, ou seja, a taxa de

fluência não varia significativamente com o tempo. O processo de recuperação

devido a temperatura é suficientemente rápido para equilibrar o encruamento.

Várias relações são encontradas na literatura, EVANS & WILSHIRE (1993) citam

a de maior aplicabilidade prática, que relaciona a dependência da taxa de fluência

estacionária com a tensão para temperaturas acima de aproximadamente 0,3 Tf,

sendo representada pela lei de potência, reconhecida universalmente como Lei

de Norton (Equação 3.1):

ns Bσε =.

(3.1)

O coeficiente B e o expoente de tensão n dependem da temperatura, composição

e microestrutura do material e do nível de tensão aplicado. Normalmente, são

12

determinados por meio de um conjunto de curvas à carga ou tensão e

temperaturas constantes, com o expoente de tensão representando o gradiente

da relação ln .sε x ln σ, onde σ é a tensão aplicada inicialmente.

Como a deformação por fluência ocorre por processos termicamente ativados, a

Lei de Norton pode ser modificada para uma dependência com a temperatura,

representada na literatura conforme BROWN & ASHBY (1980) por uma equação

do tipo Arrhenius (Equação 3.2):

−=RT

QB cn

s exp0. σε (3.2)

onde B0 é um fator dependente da tensão e da estrutura do material e Qc

corresponde à energia de ativação para fluência, cujos valores podem ser obtidos

graficamente através de um conjunto de ensaios à tensão ou carga constantes

pela relação .ln sε x (1/RT), onde R é a constante universal dos gases.

III - Terceiro estágio (fluência terciária): COCKS & ASHBY (1982) referem-se ao

terceiro estágio como produto de um somatório entre a taxa de fluência e a taxa

de dano resultante de mecanismos que promovam o aumento da tensão atuante

em ensaios realizados a carga constante, como decorrência do decréscimo da

área efetiva do material, pela ação conjunta ou independente de fatores como a

agressividade do meio, o fenômeno da estricção e, principalmente, pelo

desenvolvimento de microcavidades intragranulares ou ao longo de contornos de

grão.

No entanto, atividades relacionadas a instabilidades metalúrgicas na composição

de dano por fluência concentram-se em processos tipicamente relacionados ao

crescimento de grão, recristalização dinâmica, dissolução ou coalescimento

13

gradual de precipitados ou partículas finas, e alterações em subestruturas

induzidas previamente por deformação plástica.

Uma classificação da degradação microestrutural durante os 3 estágios da

fluência pode ser ilustrada conforme a Figura 3.4.

Figura 3.4 – Vida em fluência baseada na classificação de vazios. Adaptado de

METALS HANDBOOK, Vol 11 (2002).

3.2.3 – Comportamento das tensões atuantes na fluên cia

COUTINHO (1992) cita teorias propostas para explicar o fenômeno da fluência. A

teoria elaborada por Bailey em 1926 representa a deformação por fluência como

um equilíbrio entre a recuperação e o encruamento. A deformação ocorre pelo

movimento de discordâncias. À medida que as discordâncias se movem, ocorre o

aparecimento de uma tensão de fricção (“back-stress”), que tende a resistir à

ocorrência de deformação adicional; chama-se este fenômeno de endurecimento

por deformação ou encruamento.

14

Devido à tendência de diminuição de energia livre do sistema, ocorre uma

tendência de rearranjo das discordâncias, que ocorre principalmente por

processos controlados por difusão, como a escalagem de discordâncias. Este

processo denomina-se recuperação. O fenômeno de fluência atinge a etapa

estacionária ou secundária (taxa constante de fluência) quando a taxa de

recuperação se torna igual à taxa de encruamento.

Nowick e Machlin em 1947 introduziram conceitos baseados na abordagem

citada anteriormente e seu desenvolvimento foi feito em 1950 por Cottrel e

Aytekin. Como já citado, o conceito baseia-se que a aplicação de uma tensão σ a

um metal, a uma temperatura suficientemente elevada, causa uma deformação

plástica que, por sua vez, produz encruamento do metal. Durante a fluência

primária, à medida que o encruamento aumenta, a tensão interna também

aumenta. Definindo-se a tensão efetiva σe como a diferença entre a tensão

aplicada σ e a tensão interna σi (σe = σ – σi), então têm-se que com o aumento do

encruamento tem-se uma diminuição da σe, e como σe é responsável pela

deformação plástica, então a taxa de fluência diminui, correspondendo a região I

da curva, chamada fluência primária. À medida que a deformação continua,

contudo, a recuperação começa a contribuir de forma significativa para o

processo. O efeito da recuperação é o de diminuir a tensão interna σi pela

eliminação e rearranjo de discordâncias. Atinge-se um ponto em que a tendência

da tensão interna σi aumentar por encruamento será exatamente compensada

pela taxa de recuperação. Em outras palavras, uma tensão interna constante será

eventualmente estabelecida pelo equilíbrio entre encruamento e recuperação.

Neste momento, a tensão efetiva σe também se tornará constante, e o metal terá

atingido a fluência secundária ou estacionária.

À medida que a deformação prossegue, trincas e vazios começarão a formar-se,

principalmente em contornos de grão, em amostras policristalinas. A fluência

acelerada na terceira etapa é visualizada como resultado de um trincamento

dependente do tempo. Finalmente, a fratura ocorrerá por crescimento e

coalescimento de trincas.

15

Segundo GARCIA et al (2000), entre os principais fatores que afetam as

propriedades em fluência são citados a temperatura de fusão, o módulo de

elasticidade e o tamanho de grão do material. Os materiais mais resistentes à

fluência são uma classe particular de materiais complexos desenvolvidos para

aplicações específicas, destacando-se os aços inoxidáveis austeníticos com altos

teores de níquel, cujo principal elemento de liga é o cromo com teores acima de

11%; as superligas ou ligas à base de níquel cobalto ou ferro ou suas

combinações; e as ligas refratárias, que apresentam elevadas temperaturas de

fusão, sendo formadas à base de nióbio, molibdênio, tungstênio, titânio, tântalo e

cromo. Essas ligas apresentam temperatura de fusão da ordem de 2000ºC ou

mais, além de alto módulo de elasticidade e alta dureza e resistência à corrosão,

tanto em temperaturas normais quanto em temperaturas relativamente elevadas.

Considerando-se aplicações em altas temperaturas, pode-se dizer que a

deformação por escorregamento em contornos de grão é a mais significativa, o

que implica maiores deformações em materiais com granulação fina e,

consequentemente, menor resistência à fluência. Nesse sentido, pode-se citar o

exemplo de lâminas de turbinas produzidas ou por fundição convencional (grãos

distribuídos aleatoriamente), por solidificação unidirecional (grãos colunares

alongados) ou na forma monocristalina. Com a eliminação gradativa de contornos

de grãos do primeiro processo ao último, o componente de deformação por

escorregamento de contornos de grão vai perdendo a sua influência, produzindo,

em conseqüência, um aumento na resistência à fluência. O tempo de ruptura é

aumentado em cerca de duas vezes e meia quando se passa da fundição

convencional para a solidificação unidirecional, e de cerca de nove vezes quando

se trata de lâminas monocristalinas, GARCIA et al (2000).

16

3.2.4 - Mecanismos de fluência

Segundo DIETER (1988), os principais processos a elevadas temperaturas são o

fluxo difusional de átomos e lacunas, escorregamento de contornos de grão e

escorregamento e escalagem de discordâncias. Deformações a altas

temperaturas são caracterizadas pela ausência de homogeneidade. Serão

apresentados a seguir os mecanismos para o desenvolvimento do fenômeno de

fluência.

3.2.4.1 - Fluxo difusional

Segundo CALLISTER (2002), muitas reações e processos que são importantes

no tratamento de materiais dependem da transferência de massa, seja no interior

de um sólido específico (geralmente a um nível microscópico) ou a partir de um

líquido, de um gás ou de uma outra fase sólida. Isso é realizado obrigatoriamente

pela difusão, que é o fenômeno de transporte de material através do movimento

dos átomos.

O fluxo difusional trata-se de um processo termicamente ativado, que pode

resultar em um fluxo de átomos e de lacunas de uma região comprimida para

uma região tracionada. HONDROS & HENDERSON (1983) citam que

dependendo das condições de tensão e temperatura, o fluxo de descontinuidades

pode ocorrer principalmente através da rede ou dos contornos de grão, tornando-

se importante principalmente em temperaturas muito altas e em baixos níveis de

tensão.

Uma análise pode ser discutida pela utilização da Equação 3.3, que relaciona a

taxa de fluência estacionária .sε como função da tensão aplicada σ e da

temperatura T:

17

np

s Gd

b

kT

DGbA

= σε . (3.3)

com o coeficiente de difusão D relacionado com a temperatura T pela Equação

3.4:

−=RT

QDD cexp0 (3.4)

Sendo A uma constante adimensional, D0 um fator de freqüência, G o módulo de

elasticidade transversal, b o vetor de Burgers, d o tamanho médio de grão, k a

constante de Boltzman, Qc a energia de ativação para fluência, R a constante

universal dos gases. As constantes p e n contribuem para a distinção entre

mecanismos que dependem de atividades intragranulares ou intergranulares.

Do ponto de vista atômico, a difusão consiste na migração em etapas dos átomos

de um sítio para outro sítio do retículo cristalino. Há uma constante movimentação

e rápidas mudanças feitas pelos átomos em materiais sólidos. Para um átomo

fazer esse tipo de movimento, duas condições devem ser atendidas:

I - Deve existir um sítio adjacente vazio;

II - O átomo deve possuir energia suficiente para quebrar as ligações atômicas

que o une aos seus átomos vizinhos e então causar alguma distorção na rede

cristalina durante o deslocamento.

A energia citada em II é de natureza vibracional. A uma temperatura específica,

uma pequena fração do número total de átomos é capaz de realizar movimento

por difusão, em virtude das magnitudes das suas energias vibracionais. Essa

fração aumenta em função do aumento da temperatura.

18

Diversos modelos foram propostos para este movimento atômico, onde dessas

possibilidades, duas são dominantes para a difusão em metais:

a) Difusão por lacuna: Consiste no deslocamento de um átomo de uma posição

normal da rede cristalina para um sítio vago do retículo ou lacuna adjacente,

conforme ilustrado na Figura 3.5.

Figura 3.5 – Representação esquemática de difusão por lacuna. Adaptado de

CALLISTER (2002).

b) Difusão Intersticial: Consiste na migração de átomos de uma posição

intersticial para uma outra vizinha que esteja vazia. Este mecanismo é encontrado

para a interdifusão de impurezas tais como hidrogênio, carbono, nitrogênio e

oxigênio, que possuem átomos pequenos o suficiente para se encaixarem no

interior das posições intersticiais. A Figura 3.6 mostra esquematicamente um

processo de difusão intersticial.

Figura 3.6 – Representação esquemática de uma difusão intersticial. Adaptado

de CALLISTER (2002).

Posição do átomo intersticial antes da difusão Posição do átomo intersticial

após a difusão

Movimento de um átomo hospedeiro ou de um átomo substitucional

Lacuna Lacuna

19

Conforme RIEDEL (1987), a difusão é um mecanismo de fluência importante

principalmente quando há baixas tensões e altas temperaturas, onde os

contornos de grão são os “pivôs”, pois eles geram ou aniquilam vazios atômicos.

O fluxo difusional faz com que átomos fluam das regiões de compressão para as

de tração, fazendo com que haja alongamento do grão na direção da tração. Em

sólidos cristalinos, o mecanismo microscópico de difusão, tanto em grãos quanto

em contornos de grão, é usualmente a migração de vazios, que é o fluxo reverso

do atômico. Há dois tipos de mecanismos diferentes de fluência por difusão, o

mecanismo de fluência de Nabarro-Herring e o mecanismo de fluência de Coble,

conforme mostrado na Figura 3.7.

Figura 3.7 – Representação esquemática de mecanismos de difusão em fluência:

a) Nabarro-Herring; b) Coble, EVANS & WILSHIRE (1993).

Na Figura 3.7, o grão é representado na forma quadrada, as forças de

compressão estão no eixo horizontal e as de tração no eixo vertical do grão, e

estão indicadas por setas de linha reta, as setas de linha curva representam as

direções do fluxo de vazios. No mecanismo de fluência de Nabarro-Herring, o

fluxo de vazios ocorre no volume do grão, cujo movimento é da região de tração

para de região de compressão. Esta migração faz com que ocorra um

alargamento no eixo de tração e um afinamento no eixo de compressão. No

mecanismo de Coble, além deste movimento, há a migração de vazios pelo

contorno de grão, também da região de tração para de compressão.

σ

σ

σ

σ

a)

σ

σ

σ

σ

b)

20

Embora os dois tipos de fluência ocorram preferencialmente em condições

distintas, eles podem atuar simultaneamente. Assim a taxa de fluência seria a

soma das duas contribuições.

3.2.4.2 – Escorregamento de contornos de grão

Conforme REED-HILL (1994), o cisalhamento de contornos de grão de metais

policristalinos é descontínuo, isto é, a deformação não é suave e contínua, mas

discreta e irregular. O grau de deformação varia para diferentes pontos ao longo

de um contorno e também varia em um dado ponto com relação ao tempo.

Na deformação plástica em metais policristalinos, a maior distorção ocorre em

regiões adjacentes aos contornos devido aos mecanismos comuns de

recuperação, de maneira que o deslizamento de contornos é considerado como

resultado da ação combinada do movimento de discordâncias e mecanismos de

fluência por difusão. Um processo de acomodação para o alívio de tensões pode

ocorrer pela migração de contornos para fora da região tensionada, através da

formação de dobras simples ou duplas, que correspondem a uma alteração da

superfície à frente do contorno deslizado.

Segundo RIEDEL (1987), o escorregamento de contornos de grão ocorre durante

a fluência porque os contornos de grão são geralmente imperfeitamente ligados e

menos resistentes que as estruturas cristalinas ordenadas dos grãos da matriz.

REED-HILL (1994) cita que o valor do cisalhamento de contorno de grão de um

metal particular é uma função de algumas variáveis: temperatura, deformação,

tensão, entre outras, cujas relações funcionais ainda não foram estabelecidas a

contento. Uma relação a respeito da qual parece haver uma concordância

razoável é aquela entre a componente de contorno de grão e a deformação total

(a relação entre o cisalhamento de contorno de grão e o cisalhamento total é

aproximadamente uma constante durante um ensaio de fluência).

21

3.2.4.3 – Escorregamento e escalagem de discordâncias

Segundo REED-HILL (1994), em condições de baixa temperatura (T < Tf), o

controle da deformação por fluência ocorre pelo processo de deslizamento de

discordâncias em planos preferenciais, cujo mecanismo predominante inclui

superação da barreira da rede, segundo Peierls. As vibrações térmicas

eventualmente favorecem o movimento de um segmento de discordância,

nucleando e propagando com certa facilidade uma dobra dupla (par de “kinks”)

sob a ação da tensão aplicada e consequentemente, provocando o cisalhamento

do cristal. De forma diferente, barreiras como precipitados são superadas

termicamente por anéis de discordâncias.

De acordo com DIETER (1988), à medida que a deformação plástica aumenta,

cresce a complexidade da rede de discordâncias, induzindo a formação de

discordâncias em floresta e ao fenômeno da interseção, atuando como

obstáculos na movimentação de outras discordâncias em seus respectivos planos

de escorregamento. No entanto, o fato mais significativo ocorre quando duas ou

mais discordâncias em hélice interagem gerando degraus não conservativos com

orientação em cunha, permitindo que uma discordância espiral deslize para uma

nova posição através do movimento de lacunas ou intersticiais denominado

deslizamento cruzado. Em condições de alta temperatura, a possibilidade de

formação de um super degrau conduz ao aparecimento de anéis ou dipolos de

discordâncias, com a tendência de reduzir a energia elástica associada, através

da geração de anéis prismáticos ou isolados pelo coalescimento de lacunas.

O processo de deformação, quando realizado em condições de temperaturas

mais elevadas, envolve o mecanismo de escalagem de discordâncias, conforme

citado por YOO (1985). Assim, no caso de uma discordância ancorada,

bloqueando a atividade de outras nos seus respectivos planos de

escorregamento, resulta na formação de empilhamentos, de tal forma que a

ascensão da primeira discordância bloqueada permite a continuidade da

deformação. Este processo controla a taxa de fluência, que dependerá da

22

velocidade com que essas discordâncias consigam sobrepor os obstáculos. Em

um modelo discutido por LANGDON (1984), a continuidade da deformação

plástica sofre ainda o efeito da escalagem, quando o mecanismo atua sobre

discordâncias de sinais opostos em planos paralelos e adjacentes, contribuindo

para a redução da densidade de discordâncias e minimizando a tensão de reação

sobre as possíveis fontes de discordâncias.

Os mecanismos de interação destacados anteriormente correspondem aos

processos de endurecimento e recuperação dinâmica. Quando os dois processos

operam de forma simultânea, a equação constitutiva (3.5) pode ser utilizada para

descrever o processo estacionário:

n

vs GkT

GbAD

= σε . (3.5)

Onde Dv é o coeficiente de autodifusão do material.

3.3 - Ensaios de Fluência Serão abordados a seguir os ensaios utilizados para avaliar as características

comportamentais de um material sujeito ao fenômeno de fluência.

3.3.1 - Introdução

Segundo GARCIA et al (2000), em várias aplicações, alguns materiais são

submetidos a operações por longos períodos sob ação de “elevadas” tensões e

temperaturas. Estas condições são favoráveis a mudanças de energia interna

devido ao comportamento dos materiais em função do processo de difusão dos

23

átomos, movimento de discordâncias, escorregamento de contornos de grão, da

recristalização dentre outros fatores que podem ocorrer nos mesmos. Em

aplicações de maior criticidade, torna-se indispensável a caracterização do

comportamento mecânico que ocorre netas situações. Para análise desse

comportamento são utilizados os ensaios de fluência. Uma configuração típica de

uma máquina para ensaios de fluência é ilustrada na Figura 3.8.

Figura 3.8 – Ilustração de uma máquina para ensaios de fluência. Fonte:

GARCIA et al (2000).

No ensaio de fluência à carga constante, mantêm-se constantes a carga e a

temperatura, medindo-se a deformação com o decorrer do tempo. No ensaio de

ruptura por fluência, o ensaio é levado até a ruptura do corpo de prova, medindo-

se o tempo de ruptura, podendo-se ainda medir a deformação ao longo do tempo

em certos casos. Estes ensaios demandam longo tempo para sua realização. No

caso de ruptura por fluência, geralmente aplicam-se cargas e/ou temperaturas

mais elevadas, possibilitando que o ensaio seja mais rápido que o de fluência à

carga constante, que pode demandar um tempo superior a 10 anos.

3.3.2 - Ensaio de fluência à carga constante

O ensaio de fluência é realizado aplicando-se uma carga uniaxial constante a um

corpo de prova de geometria similar aos utilizados no ensaio de tração no interior

de um forno de aquecimento (Figura 3.9), a uma temperatura elevada e

24

constante. O tempo do ensaio é função principalmente da esperada vida útil do

material. As deformações que ocorrem no corpo de prova são medidas em

função do tempo de realização do ensaio e apresentados em uma curva de

fluência (Figura 3.3). Embora estas medidas sejam em princípio bastante simples,

na prática elas exigem um aparato de laboratório considerável.

Figura 3.9 – Montagem típica de um corpo de prova em ensaio de fluência.

Adaptado de ASHBY & JONES (1996).

Em geral, são realizados vários ensaios de fluência, variando-se a carga aplicada

e/ou a temperatura do ensaio, obtendo-se uma série de curvas que fornecem

informações sobre as propriedades em fluência do material para as aplicações

práticas.

Ao se levantar uma curva de fluência, uma exigência usual é manter a carga

constante ao longo de todo o ensaio. Assim sendo, à medida que o corpo de

prova se alonga e tem diminuída a sua seção transversal, a tensão axial

aumenta. O valor indicado da tensão de ensaio é na verdade o valor da tensão

inicial aplicada ao corpo de prova. No entanto, já foram desenvolvidos métodos

para compensar as variações das dimensões do corpo de prova, a fim de se

realizar o ensaio a tensão constante, DIETER (1988).

25

As curvas obtidas nos ensaios normais de fluência podem não conter todos os

estágios apresentados na curva da Figura 3.3. Em temperaturas relativamente

altas, a curva pode ter uma velocidade de fluência não constante (acelerada)

desde o início do segundo estágio ou mesmo desde o primeiro estágio. O terceiro

estágio, quando atingido, pode não existir da forma mostrada, quando se

ensaiam metais com comportamento frágil. As alterações estruturais e

superficiais no material durante o ensaio podem também modificar a forma da

curva. Os ensaios com tensões muito altas alteram a extensão dos estágios e os

ensaios com tensões e temperaturas muito baixas exigem tempos extremamente

longos para se atingir o terceiro estágio, além de tornarem predominante o

primeiro estágio. O terceiro estágio é geralmente atingido com altas tensões e

altas temperaturas [GARCIA et al, 2000].

Segundo HERTZBERG (1989), para aplicações em que utilizam-se materiais de

longa vida útil, como plantas de energia projetadas para operar por várias

décadas, a falha de um componente é completamente inaceitável. Desta forma, é

extremamente importante que o componente não se deforme por fluência. Para

aplicações de materiais de longa vida útil, a taxa mínima de fluência representa

uma informação determinante para uma dada tensão e temperatura.

3.3.3 - Ensaio de ruptura por fluência

Este possui como característica principal a utilização de cargas maiores para sua

realização, tendo-se, portanto, maiores taxas de fluência [SOUZA, 1982]. De

acordo com METALS HANDBOOK Vol. 8 (2000), os ensaios de fluência

relacionam a deformação por fluência com o tempo, enquanto que os ensaios de

ruptura por fluência relacionam o tempo para ruptura para uma dada tensão e

temperatura.

Quanto ao maquinário necessário para realização dos ensaios, o equipamento

para ensaio de ruptura por fluência é mais simples de construir, manter, operar e

26

de menor custo quando comparado ao equipamento para ensaio de fluência,

DIETER (1988).

Os resultados dos ensaios de fluência são também apresentados em termos do

logaritmo da tensão “versus” o logaritmo do tempo de ruptura, conforme mostra a

Figura 3.10.

Figura 3.10 – Método de apresentação dos resultados de ruptura por fluência.

Fonte: DIETER (1988).

A informação básica fornecida pelo ensaio de ruptura por fluência é o tempo

necessário para causar a ruptura do material a uma dada tensão nominal e

temperatura constantes. São também determinados o alongamento e a redução

de área na fratura. As variações que ocorrem na inclinação da reta tensão-tempo

de ruptura são decorrentes de variações estruturais que se verificam no material,

como, por exemplo, mudança de fratura transgranular para intergranular,

oxidação, recristalização e crescimento de grão, ou ainda outras mudanças como

27

esferoidização e grafitização. O conhecimento da existência destas instabilidades

e seus comportamentos é de fundamental importância, pois caso contrário podem

ocorrer sérios erros na extrapolação dos dados para tempos mais longos

[GARCIA et al, 2000].

3.3.4 – Métodos de correlação e extrapolação

Segundo MEYERS & CHAWLA (1982), a correlação entre propriedades e

desempenho é de difícil determinação na fluência porque em algumas aplicações

se deseja conhecer o desempenho de um componente por um período extenso, e

a resistência à fluência só pode ser conhecida em um período mais limitado.

Como são usadas ligas avançadas em grande número de projetos, não se

dispõem de resultados de ensaio de fluência de tal extensão. Assim, foram

desenvolvidos diversos métodos de extrapolação que visam determinar o

desempenho de uma liga a partir de propriedades obtidas em um espaço de

tempo mais reduzido. Larson e Miller propuseram em 1952 um método que

relaciona a temperatura T com o tempo para ruptura tr, à tensão nominal

constante. O parâmetro de Larson-Miller (M) é dado pela Equação 3.6:

M = T(log tr + C) (3.6)

onde C é uma constante característica do material, T a temperatura em Kelvin, tr

o tempo de vida até a ruptura em horas e M é um parâmetro que depende da

tensão aplicada. Desta forma, adota-se o seguinte procedimento [MORAIS et al,

2009]:

a) Para uma série de temperaturas e de tensões aplicadas, determina-se o

tempo de ruptura do material;

b) Com a ajuda de um gráfico do tipo esquematizado na Figura 3.11, determina-

se experimentalmente as constantes C e M;

28

c) Traça-se finalmente uma curva “mestre” que representa a resposta em

fluência do material, para uma grande faixa de temperatura e tensão, como

apresentado na Figura 3.12, para um aço AISI 316.

Figura 3.11 – Relação entre tempo de ruptura e temperatura para três níveis de

tensão σa, σb e σc, segundo a Equação de Larson-Miller.

Adaptado de MEYERS & CHAWLA (1982).

Figura 3.12 – Curva mestre para o aço inoxidável AISI 316. Adaptado de

MEYERS & CHAWLA (1982).

29

3.3.5 – Mapas de mecanismos de deformação

Segundo MEYERS & CHAWLA (1982), os mapas de Weertman- Ashby são um

meio gráfico de descrever regiões nos espaços (σ, T) em que diferentes

mecanismos de deformação plástica são dominantes. Estes admitem que existem

seis modos independentes e distinguíveis mediante os quais um policristal pode

ser deformado retendo sua cristalinidade:

1) Acima da tensão teórica de cisalhamento do metal, escoamento plástico pode

ocorrer mesmo na ausência de discordância;

2) Movimento de discordância por deslizamento;

3) Fluência por discordância: isso inclui tanto o deslizamento quanto a escalagem

controlada por difusão;

4) Fluência de Nabarro-Herring;

5) Fluência de Coble;

6) Maclação, transformação martensítica induzida por tensão ou deformação.

As teorias desenvolvidas para esses diferentes mecanismos propõem equações

constitutivas usadas no estabelecimento das diversas regiões de dominância e no

dos respectivos campos. A Figura 3.13 mostra um exemplo de um mapa típico

para a prata.

Figura 3.13 – Mapa de Weertman-Ashby para prata para taxa de deformação

crítica de 10-8 /s, Adaptado de MEYERS & CHAWLA (1982).

30

4 – MATERIAIS E MÉTODOS

Para investigação do processo de deformação dos vasos dos carros torpedo da

Companhia ArcelorMittal Tubarão, foi necessário determinar as características de

cada um dos fatores relevantes neste processo, como as tensões e temperaturas

atuantes, além do material do vaso de um carro torpedo.

4.1 - Material

O material utilizado no desenvolvimento deste trabalho foi um aço do tipo 16Mo3

da Norma UNE - EN 10028-2 (1992). Esse material corresponde a um aço

estrutural para aplicações a altas temperaturas, como caldeiras, vasos de

pressão e vasos transportadores [CÂNDIDO et al, 2009]. As propriedades

mecânicas do aço do tipo 16Mo3 são mostradas na Tabela 4.1.

Tabela 4.1 – Propriedades mecânicas do aço 16Mo3, Norma UNE - EN 10028-2/92.

Limite de escoamento mínimo à 0,2% [MPa]

Limite de resistência mecânica [MPa]

Alongamento total [%] em 50 mm

260

440 - 590

≥ 23

4.2 - Métodos

A seguir serão descritos os métodos que foram utilizados no desenvolvimento

deste trabalho.

4.2.1 - Análise metalográfica

Amostras metalográficas foram retiradas nas direções transversal e longitudinal

ao sentido de laminação do material, embutidas a frio com posterior lixamento em

sequência normal (n˚ 80 até 1200) de lixas de SiC. Posteriormente, foi realizado

31

polimento com alumina e pasta de diamante. Após preparadas, as amostras

foram atacadas quimicamente com solução de Nital 2% (2 ml de HNO3 em 98 ml

de C2H5OH).

As amostras, para análises metalográficas, foram observadas em um microscópio

óptico, com analisador de imagens, marca LEICA®, do Departamento de

Engenharia Metalúrgica e de Materiais (DEMET)/Escola de Minas/UFOP. Corpos

de prova ensaiados mecanicamente foram analisados em um Microscópio

Eletrônico de Varredura (MEV), marca JEOL®, modelo 5510, da Escola de

Minas/UFOP (Figura 4.1).

(a)

(b)

Figura 4.1 – Microscópios utilizados nas análises; (a) óptico; (b) MEV.

4.2.2 - Análise química

Para a realização dos ensaios de fluência era de fundamental importância que o

material dos corpos de prova (CPs), de onde as propriedades de resistência

mecânica seriam obtidas, fosse do mesmo material especificado para os carros

torpedo.

A análise química da amostra foi realizada com a utilização de um Espectrômetro

de Emissão Óptica, marca ThermoARL®, modelo ARL-4460, disponível no

Laboratório Químico da área da Aciaria da Companhia ArcelorMittal Tubarão. A

Tabela 4.2 mostra os valores de composição química nominal do aço do tipo

16Mo3.

32

Tabela 4.2 – Composição química nominal do aço do tipo 16Mo3,

Norma UNE - EN 10028-2 (1992) (% em peso).

Aço

C

Simáx

Mn

Pmáx

Smáx

16Mo3 0,12- 0,20 0,35 0,40-0,90 0,030 0,025

Aço Crmáx Cumáx Mo Nimáx

16Mo3 0,30 0,30 0,25-0,35 0,30

4.2.3 – Ensaios de dureza Foram realizados ensaios de dureza Brinell e Vickers, utilizando-se cargas de

187,5kgf e 30kgf, respectivamente. O equipamento utilizado foi o durômetro

universal marca Wolpert®, modelo Dia Testor 2Rc, da Escola de Minas/UFOP.

4.2.4 – Ensaios de tração

Os ensaios de tração foram realizados conforme Norma ASTM E8 (2004). Foram

retirados corpos de prova de uma chapa do aço do tipo 16Mo3, de 55mm de

espessura, conforme ilustrado na Figura 4.2. Os corpos de prova foram retirados

considerando o direcionamento de suas linhas de centro na mesma direção do

sentido de laminação da chapa. Todo o processo de corte e usinagem foram

executados à frio. Os ensaios de tração foram realizados em uma máquina servo-

hidráulica da marca Instron, de capacidade de 25ton, do Laboratório de Ensaios

Mecânicos do DEMET/ EM/ UFOP. Os resultados obtidos foram analisados

através da utilização do software Microcal Origin®, versão 6.0 (1999). A Figura 4.3

ilustra esquematicamente o desenho de fabricação dos corpos de prova

empregados nos ensaios.

33

Sentido de

laminação

Sentido de

laminação

Figura 4.2 – Desenho esquemático do plano de corte dos corpos de prova para

ensaios de tração.

203,2

38,1 38,1

15,9

50,850,850,8

57,2

12,7

±0,

2

50,8

=

=

12,7 (min)

12,7

φ 12,7 (Típico)

A

// 0,05 A

φ 0,05

203,2

38,1 38,1

15,9

50,850,850,8

57,2

12,7

±0,

2

50,8

=

=

12,7 (min)

12,7

φ 12,7 (Típico)

A

// 0,05 A

φ 0,05φ 0,05

Figura 4.3 – Desenho esquemático de um corpo de prova para ensaio de tração,

ASTM E8 (2004). Valores em mm.

4.2.5 - Ensaios de impacto Charpy

Foram confeccionados corpos de prova para ensaio de impacto Charpy, de

acordo com a Norma ASTM E23 (2005). Os corpos de prova foram retirados

considerando o direcionamento de suas linhas de centro na mesma direção do

sentido de laminação da chapa, conforme mostrado na Figura 4.4. Todo o

processo de corte e usinagem foi executado a frio. Os ensaios de impacto foram

realizados em uma máquina da marca Amsler®, com capacidade de 300J, do

Laboratório de Ensaios Mecânicos do DEMET/ EM/ UFOP. Todos os ensaios

34

foram realizados à temperatura ambiente. A Figura 4.5 ilustra esquematicamente

o desenho de fabricação dos corpos de prova utilizados nos ensaios.

Figura 4.4 – Desenho esquemático do plano de corte dos corpos de prova para

ensaios de impacto.

Figura 4.5 - Desenho esquemático de um corpo de prova para ensaio de impacto

Charpy, ASTM E23 (2005). Valores em mm.

4.2.6 - Análises por termografia Análises por termografia foram realizadas em carros torpedo a fim de definir o

perfil térmico superficial dos vasos dos mesmos, em diferentes situações a que

são submetidos durante seu regime normal de operação, bem como determinar a

35

temperatura que seria utilizada como condição de contorno no ensaio de fluência.

As detecções foram realizadas em campo na Companhia ArcelorMittal Tubarão,

com a utilização de um termovisor da marca Flir Systems®, modelo PM 695 e

software ThermaCam Reporter 2000®, disponível na Divisão de Engenharia

Elétrica e Eletrônica da referida empresa.

4.2.7 - Simulação computacional Foi elaborado um modelo de um carro torpedo em 3 dimensões com uso do

software Solid Edge® . O modelo gerado foi exportado para execução de

avaliação das tensões atuantes nos vasos dos mesmos, com o uso do software

ANSYS®, de forma a mapear o seu estado de tensões, considerando como

premissa a capacidade nominal de um carro torpedo da Companhia ArcelorMittal

Tubarão de 450ton.

4.2.8 - Ensaio de ruptura por fluência

Para realização dos ensaios de ruptura por fluência conforme a Norma ASTM E

139 (2000) foi necessário um amplo trabalho para reutilização da máquina

construída e localizada no CDTN – Belo Horizonte que se encontrava em desuso

há pelo menos 7 anos. Foram recuperadas as instalações elétricas, o painel de

controle de temperatura / tempo de ensaio, sistema de refrigeração do forno e

instalado um amortecedor de borracha responsável por absorver o impacto

causado pelo sistema de alavanca da máquina após a ruptura de cada corpo de

prova.

Foram realizados ensaios de ruptura por fluência em corpos de prova na direção

de laminação do material. As Figuras 4.6 e 4.7 apresentam uma representação

esquemática e um corpo de prova, respectivamente, para ensaios de fluência, de

acordo com a Norma ASTM E 139 (2000).

36

φ12.5±0.25

30 90

150

R= 10M

24X

3

φ12.5±0.25

30 90

150

R= 10M

24X

3

Figura 4.6 – Desenho esquemático de um corpo de prova para ensaio de

fluência, ASTM E 21 (2005). Valores em mm.

Figura 4.7 – Corpo de prova utilizado em ensaio de ruptura por fluência.

Os ensaios de fluência foram realizados no Centro de Desenvolvimento da

Tecnologia Nuclear (CDTN) – Comissão Nacional de Energia Nuclear (CNEN), de

Belo Horizonte/MG. A máquina é composta basicamente por um sistema de

alavanca (sistema de “peso morto”) onde de um lado são carregados contra

pesos que tracionam o CP que é submetido a esforço de tração dentro de um

forno radiante.

O forno é composto por uma câmara de 50mm de diâmetro e 380mm de

comprimento (zona quente de 246mm). O aquecimento foi realizado por radiação

infravermelha empregando-se 4 lâmpadas halogênicas de 220V/10A ligadas em

paralelo. A câmara foi refrigerada externamente com água a uma pressão em

torno de 5kgf/cm2, e vazão de aproximadamente 2,2l/min. As Figuras 4.8 e 4.9

37

mostram a representação esquemática e o equipamento utilizado. As Figuras

4.10 - 4.12 ilustram detalhes do equipamento com acessórios.

Figura 4.8 – Representação esquemática do sistema de alavanca da máquina de

ensaio de fluência do CDTN/ CNEN.

Figura 4.9 – Máquina utilizada para realização dos ensaios de fluência

(CDTN/CNEN).

Controlador de

temperatura e tempo

Pesos

Forno e CP

38

Figura 4.10 – Sistema de contra pesos da máquina de ensaio de fluência

(CDTN/CNEN).

Figura 4.11 – Forno da máquina de ensaio de fluência (CDTN/CNEN); montagem

do corpo de prova.

39

Figura 4.12 – Corpo de prova sob ensaio de fluência; detalhe para o

aquecimento realizado pelas lâmpadas halogênicas.

A cada ensaio, o aquecimento inicial do forno foi realizado sem carga no CP,

aguardando-se o tempo de aproximadamente 7 minutos, quando a temperatura

de 450ºC era estabilizada no interior da câmara de aquecimento e registrada no

quadro de monitoramento digital do ensaio (Figura 4.13). Em seguida, o CP era

fixado (sistema de roscas) por suas extremidades e posicionado de forma que a

mangueira de injeção de argônio ficasse direcionada para o mesmo. O argônio foi

utilizado como recurso para redução da formação de óxidos sobre o corpo de

prova. Após o posicionamento do CP, os contra pesos foram montados,

tracionando-o. A máquina possui sistema de amortecimento (amortecedor de

borracha, Figura 4.14) posicionado abaixo do braço da máquina para absorção do

impacto gerado no momento da ruptura do CP.

Figura 4.13 – Quadro de monitoramento de parâmetros (temperatura e tempo) da

máquina de ensaio de fluência (CDTN/CNEN).

40

Figura 4.14 – Sistema de amortecimento da máquina de ensaio de fluência

(CDTN/CNEN).

Todos os ensaios foram realizados à temperatura de 450ºC e as tensões

atuantes foram definidas em função do valor médio da tensão limite de

escoamento do aço do tipo 16Mo3, obtido a partir dos ensaios de tração.

Foram realizados ensaios de ruptura por fluência em diferentes níveis de

carregamento; 95, 70 e 50% do limite de escoamento do referido material.

41

5 - RESULTADOS E DISCUSSÃO

Serão mostrados a seguir os resultados obtidos em cada análise/ ensaio

executado bem como será apresentada a discussão dos mesmos.

5.1 – Características de um Carro Torpedo da Compan hia ArcelorMittal

Tubarão em Regime de Trabalho

Nas Figuras 5.1 e 5.2 pode-se observar alguns valores referentes ao histórico das

deformações encontradas em um carro torpedo da ArcelorMittal Tubarão; os

dados destacados em vermelho (quatro últimos pontos) indicam uma predição de

condições futuras, baseada nos dados topográficos levantados em campo.

As inclinações das curvas evidenciaram a necessidade de um estudo da

deformação dos vasos dos carros torpedo considerando fatores adicionais aos

esforços de flexão que pudessem estar contribuindo para os consideráveis

aumentos dos valores da inclinação do munhão e ovalização do vaso, visto que

estudos preliminares comprovaram que esforços de flexão pura não seriam

suficientes para causar tais deformações. Assim, entre vários fatores, foi

considerado o estudo do fenômeno da fluência.

Figura 5.1 – Curva de inclinação do munhão de um carro torpedo da Companhia

ArcelorMittal Tubarão.

42

Figura 5.2 – Curva de ovalização de um carro torpedo da Companhia

ArcelorMittal Tubarão.

5.2 - Análise Química

A Tabela 5.1 mostra a composição química do aço do tipo 16Mo3. Observa-se

que os teores estão de acordo com as faixas especificadas para o material

(Tabela 4.2).

Tabela 5.1 – Composição química de amostra do aço 16Mo3 (% em peso).

C Ni Mn Si P S Mo

0,161

0,038

0,67

0,224

0,013

0,007 0,282

Al Cu Cr V Nb Ti

0,031

0,039

0,035

0,002

0,001

0,001

Nota-se que se trata de um material de baixa liga, e que a presença de

molibdênio deve lhe conferir resistência à fluência. A resistência à fluência,

provavelmente, é proveniente principalmente de dois mecanismos:

endurecimento por solução sólida da matriz ferrítica principalmente pelo carbono,

molibdênio e cromo e endurecimento por precipitação de carbonetos, METALS

HANDBOOK, Vol.1 (1990).

43

5.3 - Análise Metalográfica

A Figura 5.3(a,b) apresenta a microestrutura do aço do tipo 16Mo3. Nota-se que é

constituída de uma estrutura com ferrita e perlita, com certo bandeamento de

perlita. Este fenômeno geralmente ocorre durante a etapa de laminação a quente.

(a)

(b)

Figura 5.3 – Microestrutura do aço do tipo 16Mo3; ataque: Nital (2%); (a) 100X;

(b) 500X.

5.4 - Ensaios de Tração

A seguir serão mostrados os resultados dos ensaios de tração realizados. Os

dados colhidos da máquina do ensaio foram transferidos para o software Microcal

Origin®, versão 6.0 (1999), de onde foram extraídas as seguintes curvas:

a) Curvas tensão versus deformação para três corpos de prova do material

analisado (Figura 5.4);

b) Curva com os valores médios das curvas mostradas na Figura 5.4 (Figura 5.5).

44

0 10 20 30 40 50 600

100

200

300

400

500

σ (M

Pa)

ε (%)

CP-1 CP-2 CP-3 Média

Figura 5.4 – Curvas tensão versus deformação do aço do tipo 16Mo3;

temperatura ambiente; “Software Origin”.

0 10 20 30 40 500

100

200

300

400

500

σ (M

Pa)

ε (%)

Média

Figura 5.5 – Valores médios das curvas tensão versus deformação do aço do

tipo 16Mo3; temperatura ambiente; “Software Origin”.

45

Os resultados encontrados no ensaio de tração são mostrados na Tabela 5.2.

Tabela 5.2 – Resultados do ensaio de tração do aço do tipo 16Mo3.

σy (MPa) σu (MPa) Al (%) RA (%)

283,0 ± 4,0

442,0 ± 1,0 41,0 ± 2,6 58,6 ± 1,6

σy – Limite de escoamento, 0,2% σu – Limite de resistência mecânica Al – Alongamento percentual – deformação total, em 50mm RA – Redução de área (estricção)

Observa-se que a tensão limite de escoamento apresentou valor pouco superior

ao definido por norma (Tabela 4.1) e os demais resultados apresentaram valores

muito próximos aos especificados para o aço do tipo 16Mo3.

A Figura 5.6 mostra a macrofratografia de um corpo de prova ensaiado por

tração. Nota-se o aspecto de fratura do tipo “taça-cone”, característica da fratura

dúctil. Destaca-se a predominância de uma zona fibrosa na região central e de

uma zona cisalhante à 45˚ nas extremidades do corpo de prova (gerada devido o

alívio de tensão no material).

Figura 5.6 – Macrofratografia de um corpo de prova ensaiado por tração.

Zonas cisalhantes

Zonas fibrosas

Zona cisalhante

Zona fibrosa

46

5.5 - Ensaios de Dureza

A Tabela 5.3 apresenta os valores médios de dureza de 3 corpos de prova

encontrados nas escalas de dureza Brinell e Vickers.

Tabela 5.3 – Dureza média do aço do tipo 16Mo3.

Material Dureza Brinell (kgf/mm2) Dureza Vickers (kgf/mm2)

Aço 16Mo3 131± 1,5 137± 1,5

Os ensaios de dureza Vickers com um aço do tipo DIN 15Mo3 Normalizado,

realizados por RABELLO (2000), apresentaram a dureza média de 3 amostras

conforme a Tabela 5.4.

Tabela 5.4 – Dureza média de aço do tipo 15Mo3, RABELLO (2000).

Tratamento Térmico Amostra Dureza Vickers (kgf/mm2), A 163 B 161 Normalizado

C 164

Considerando-se que a especificação dos aços em questão é idêntica e que o

aço do tipo 15Mo3 foi submetido a tratamento térmico de normalização, pode-se

concluir que as amostras do aço do tipo 16Mo3 apresentaram dureza de acordo

com o esperado.

5.6 - Ensaios de Impacto Charpy

O resultado obtido a partir dos ensaios de impacto Charpy realizados em 3 corpos

de prova e à temperatura ambiente é mostrado na Tabela 5.5.

Tabela 5.5 – Resultado do ensaio de impacto Charpy do aço do tipo 16Mo3;

temperatura ambiente.

Material Energia absorvida media (J)

Aço 16Mo3 123

47

A Figura 5.7 apresenta um CP fraturado no ensaio de impacto Charpy; verifica-se,

a partir do entalhe, a presença das zonas: fibrosa (onde inicia o trincamento –

região de concentração de tensão), com aspecto mais acinzentado, típica de

fratura dúctil; radial (região de propagação instável de trinca), com aspecto

brilhante, típica de fratura frágil (região mais central da fratura), e nas

extremidades a zona cisalhante (gerada em função do alívio de tensão na

superfície), com deformação plástica mais pronunciada e em torno de 45°.

Ressalta-se, também, certa expansão lateral do CP, o que confirma um aspecto

relativamente dúctil da fratura.

Figura 5.7 – Macrofratografia de um corpo de prova ensaiado por impacto.

5.7 - Análises por Termografia

As análises por termografia foram de fundamental importância na caracterização

do perfil de temperatura do vaso de um carro torpedo, o que permitiu a definição

da condição crítica do mesmo em operação, parâmetro que foi adotado como

referência para a execução dos ensaios de ruptura por fluência. As Figuras 5.8 –

5.10 ilustram termogramas obtidos em diferentes regiões de carros torpedos.

48

228,4°C

325,2°C

240

260

280

300

320

(a)

244,0°C

343,0°C

260

280

300

320

340

(b)

Figura 5.8 – Termograma de um carro torpedo da Companhia ArcelorMittal

Tubarão carregado e em repouso; (a) cone, (b) região cilíndrica.

(a) (b)

Figura 5.9 – Termogramas da região cilíndrica dos vasos de dois carros torpedo

da Companhia ArcelorMittal Tubarão no início da operação de

basculamento na aciaria.

100,0°C

400,0°C

100

150

200

250

300

350

400

49

Erro!

Figura 5.10 – Termogramas da região cilíndrica do vaso de um carro torpedo da

Companhia ArcelorMittal Tubarão durante operação de

basculamento na aciaria com a presença de outro carro torpedo

ao lado.

Constatou-se através das análises termográficas que a temperatura de 440˚C

deveria ser adotada como a condição crítica pela qual o vaso de um carro torpedo

da Companhia ArcelorMittal Tubarão era submetido durante seu regime normal

de operação, definindo-se assim como um valor de referência a ser considerado

durante os ensaios de ruptura por fluência.

5.8 - Simulação Computacional

Descrevem-se a seguir os procedimentos utilizados para a avaliação do estado

de tensões de um carro torpedo com o uso do software de Elementos Finitos

ANSYS®, mostrando quais os parâmetros utilizados com relação aos aspectos

anteriormente descritos.

As simulações foram realizadas em uma Estação de Trabalho IBM® da IUM –

Órgão de Engenharia de Manutenção da ArcelorMittal Tubarão.

96,4°C

440,4°C

100

150

200

250

300

350

400

AR01

96,4°C

423,8°C

100

150

200

250

300

350

400

AR01

50

5.8.1 - Definição do modelo

Para de utilizar a representação real de um carro torpedo na simulação por

elementos finitos, este foi modelado de acordo com o desenho usado para sua

fabricação.

Para modelar os carros torpedo virtuais foi utilizado o software de modelagem

tridimensional Solid Edge® na versão 20. A Figura 5.11 mostra o carro torpedo

modelado com o software.

Figura 5.11 – Imagens do software Solid Edge® com desenhos de um carro

torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão; (a) Sólido em 3

dimensões, (b) Corte longitudinal.

5.8.2 - Análise de tensões

Para a simulação das tensões nos carros torpedo com o software ANSYS®, foram

necessárias várias etapas, conforme descrito a seguir. Uma vez que todas estas

etapas foram concluídas, o software calculou as tensões atuantes.

5.8.2.1 - Importação do modelo

Para início da análise de tensões com o ANSYS® foi importado o modelo

Parasolid gerado no Solid Edge®. A Figura 5.12 ilustra o modelo importado.

(a) (b)

51

Figura 5.12 – Modelo de um carro torpedo gerado no software Solid Edge®.

5.8.2.2 - Geração da malha de elementos finitos

Após a importação do modelo, foi estudada a melhor malha que poderia ser

aplicada ao mesmo, de forma a garantir o melhor resultado das análises das

tensões atuantes nos carros torpedo (Figura 5.13).

Figura 5.13 – Malha gerada no modelo Parasolid de um carro torpedo; simulação

computacional (ANSYS®).

52

5.8.2.3 – Análise dos resultados das simulações

As Figuras 5.14 e 5.15 apresentam resultados obtidos empregando-se a

simulação computacional de valores de tensão em diferentes regiões de um carro

torpedo.

Figura 5.14 – Análise de tensões atuantes em um carro torpedo da Companhia

ArcelorMittal Tubarão; simulação computacional (ANSYS ®).

Figura 5.15 – Análise de campos de tensão atuantes no cone de um carro

torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão; simulação

computacional (ANSYS®).

6,93

6,24

5,56

4,88

4,19

3,51

2,82

2,14

1,46

0,77

0,48

Kgf/mm2

Kgf/mm2

53

Os valores apresentados representam as tensões segundo Von Mises definidas

como as resultantes do estado triaxial de tensões, expressos em kgf/mm2. Estes

valores serviram de referência para definição das tensões empregadas nos

ensaios de ruptura por fluência. De acordo com a Figura 5.14, a tensão atuante

em um carro torpedo a ser considerada é de 2,14kgf/mm2, que equivale a

aproximadamente 7%σy. A Figura 5.15, ilustra uma análise realizada no “cone” de

um carro torpedo (extremidade da estrutura), onde a tensão máxima encontrada

não foi considerada como referência para o estudo, por tratar-se de uma região

de solda em uma transição de seções (região de união entre chapas de

espessuras de 50 e 55mm). Inspeções realizadas periodicamente na referida

região detectaram que não havia desvios de medidas em relação ao projeto e que

as soldas mantiveram sua integridade.

De acordo com SHIGLEY et al (2004), um vaso deve ser projetado para suportar

os efeitos combinados da tensão e temperatura das condições de operação as

quais é submetido. Os resultados das tensões encontradas para um carro

torpedo podem ser comparados às tensões normal e total atuantes nas panelas

de aço da Companhia ArcelorMittal Tubarão. Os cálculos das referidas tensões

podem ser realizados conforme a especificação AISE 6 (1991) e são mostrados a

seguir:

a) Cálculo da tensão normal admissível na panela (σp)

ui

utfp SFF

FF

)(

.. σσ = (5.1)

Onde:

Ff – Fator de correção de fabricação;

Ft – Fator de correção de temperatura = 0,712;

Fi – Fator de impacto = 1,2;

σu – Limite de resistência mecânica = 450MPa;

(SF)u – Fator de segurança = 3,80;

54

a.1) Determinação do fator de correção de fabricação (Ff)

O fator de correção de fabricação é definido por:

Ff = f1 . f2 . f3 . f4 . f5. (5.2)

A Tabela 5.6 apresenta os fatores envolvidos na determinação de Ff.

Tabela 5.6 – Fatores para determinação do fator de correção de fabricação.

Adaptado de AISE 6 (1991).

Construção soldada 1,0 f1 Construção rebitada ou parafusada 0,95 Conformação à frio 1,0 Conformação à quente 1,0 f2

Não se aplica 1,0 Corte à quente 1,0 Corte através de usinagem ou à plasma 1,10 Superfície usinada 0,90

f3

Não se aplica 1,0 Endurecimento por conformação (corte e soldagem) 1,0 Endurecimento por chama 1,05 f4

Não se aplica 1,0 Panela circular 1,0 f5 Panela não circular 0,95

A partir da Tabela 5.6 e considerando os dados referentes as panelas de aço

utilizadas na Companhia ArcelorMittal Tubarão, define-se Ff = 1.

De acordo com a Equação 5.1 determina-se a tensão normal admissível na

panela:

σp = 70,26MPa

55

Comparando este valor com os resultados ilustrados na Figura 5.14, onde as

tensões máximas atuantes no vaso de um carro torpedo atingem o valor de

21,4MPa, conclui-se que estes valores encontram-se bem abaixo dos valores de

projeto de um vaso para transporte de aço líquido, mesmo com todos os fatores

de segurança considerados.

5.9 – Ensaios de Ruptura por Fluência

Em função do trabalho de recuperação/ reforma da máquina para ensaios de

fluência do CDTN/ CNEN, alguns testes preliminares foram realizados para

ajustes da mesma, observando-se principalmente:

a) Sistema de refrigeração do forno;

b) Sistema de injeção de argônio no forno;

c) Amortecedor de impacto;

d) Quadro de monitoramento.

A Figura 5.16(a-d) apresenta alguns CPs que foram ensaiados sob fluência. As

condições dos ensaios foram: temperatura de 450˚C e níveis de tensão de 95, 70

e 50% do limite de escoamento do aço do tipo 16Mo3.

Observando-se o aspecto dos corpos de prova, pode-se notar o efeito da

temperatura e carregamento na deformação plástica do material, comprovando o

fenômeno de fluência para níveis de carregamento inferiores ao limite de

escoamento e temperatura abaixo de Tf/2 (isso pode ser verificado na Figura

5.16(c,d) em que o CP deformado por fluência é maior que o CP não ensaiado).

O aspecto da macrofratografia da Figura 5.16(d) é similar ao encontrado em

ensaios de tração à temperatura ambiente, com fratura do tipo “taça-cone”,

característica de materiais com comportamento dúctil. No entanto, um

comportamento frágil de um CP foi observado por VILELA (2004), em ensaio de

ruptura por fluência utilizando um aço do tipo ABNT 1045, realizado a uma

56

temperatura de 400˚C e tensão de 61MPa, que corresponde a aproximadamente

um terço do limite de escoamento do referido material. O CP apresentou

deformação localizada na região central do comprimento útil e uma cor azulada,

indicando provavelmente a ocorrência de fragilização ao azul, faixa de

temperatura esta caracterizada pela queda da ductilidade e da resistência ao

impacto.

(a)

Erro!

(b)

(c)

(d)

Figura 5.16 – Corpos-de-prova de ensaios de ruptura por fluência; (a) CP

rompido, dentro do forno; (b) e (c) comparação entre um CP não

ensaiado (A), e outros ensaiados – (B) não rompido e (C)

rompido; (d) detalhe de um CP com fratura do tipo “taça-cone”.

(A)

(B)

(C)

57

A Tabela 5.7 ilustra alguns dados referentes aos ensaios de ruptura por fluência. Tabela 5.7 – Dados dos ensaios de ruptura por fluência do aço do tipo 16Mo3;

temperatura de 450°C.

Nível de carregamento

Carga (N)/Tensão (MPa) % σy Tempo médio para ruptura (h)

1 2.099 / 269 95 258

2 1.640 / 198 70 685

3 1.148 / 142 50 NR

LE – Limite de escoamento, 0,2 %; NR – Não rompeu em um tempo de 4.800h.

Segundo (HERTZBERG, 1989), a fluência caracteriza-se como representativa a

partir de temperaturas de Tf/2, no entanto, pôde-se comprovar com os resultados

mostrados na Tabela 5.3 que houve deformação plástica dos CPs em todos os

ensaios realizados, apesar das temperaturas terem sido aproximadamente 0,3Tf

e as tensões aplicadas terem sido abaixo do limite de escoamento do material.

Na condição em que a tensão aplicada foi igual a 50% do limite de escoamento, o

material apresentou um baixo valor de alongamento percentual

(aproximadamente 3,4%) após 4.800h de ensaio. Similarmente, em ensaio

realizado com temperatura em torno de 0,3Tf, VILELA (2004) constatou ação da

fluência na deformação plástica apresentada pelo CP. Ao realizar estudos com

tubos de aço do tipo DIN 13CrMo44 de um superaquecedor de uma usina

termelétrica, RIGUEIRA & FURTADO (2004) observaram aumento de diâmetro

acima de 5%, caracterizando ação da fluência nos mesmos. Os referidos tubos

foram submetidos a temperatura de 515˚C (inferior a Tf/2), pressão de 95kgf/cm2

e 253.155 horas de operação. A análise por MEV revelou a presença de vazios

localizados em pontos tríplices de contornos de grão, mostrando que o material

se encontrava no fim do estágio terciário de fluência.

A Figura 5.17(a-f) ilustra a microestrutura do CP ensaiado sob fluência

correspondente à Figura 5.16(b,B), em que o mesmo não sofreu ruptura, mas

58

apresentou acentuada estricção (deformação plástica localizada). Pode-se

observar na Figura 5.17 (c-f) que, na região central onde ocorreu o

“empescoçamento”, os grãos estão alongados, caracterizando a deformação

plástica do material.

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(f)

Figura 5.17 – Microestrutura de um corpo de prova ensaiado sob fluência,

correspondente à Figura 5.16 (b,B); (a) - 200X e (b) - 1000X,

região não deformada plasticamente de maneira localizada; (c) e

(d) - 200X, (e) - 500X, (f) - 1000X, evolução da região que sofreu

estricção; ataque: Nital (2%).

59

5.10 - Análises Microfratográficas

Os corpos de prova do aço do tipo 16Mo3 ensaiados por: tração, impacto e

fluência foram analisados microfratograficamente em um MEV. As Figuras 5.18-

5.20 apresentam as microfratografias obtidas. Nota-se que os CPs de tração e de

fluência apresentaram fraturas dúcteis, com mecanismos de formação e

coalescimento de microcavidades (“dimples”).

(a)

(b)

Figura 5.18 - Microfratografias do aço do tipo 16Mo3 ensaiado em tração (a)

região no centro do corpo de prova, “dimples”, 100X; (b) idem (a),

mas 1000X; MEV.

(a)

(b)

Figura 5.19 – Microfratografias do aço do tipo 16Mo3 ensaiado em fluência (a)

estricção e aspecto fibroso da fratura (“dimples”), 35X; (b) Idem

(a), mas 1500X; MEV.

60

Os CPs de impacto apresentaram fratura semi-frágil, com mecanismos de

formação e coalescimento de microcavidades (“dimples”) e clivagem (Figura

5.20).

(a)

(b)

(c)

(d)

Figura 5.20 - Microfratografias do aço do tipo 16Mo3 ensaiado em impacto (a)

presença de “dimples” e facetas de clivagem, 100X; (b) destaque

para a região dúctil, 1000X; (c) facetas de clivagem, com “marcas de

rios”, 500X; (d) “dimples” alongados, região da zona cisalhante,

500X; MEV.

61

5.11 – Análises por MEV-EDS

As Figuras 5.21-5.26 apresentam análises por EDS em regiões com partículas de

segunda fase. Nota-se, provavelmente, presença de óxidos de Al, Mn, Ca e Fe,

além de MnS.

Figura 5.21 - Microfratografia de um CP ensaiado em tração, destacando-se a

presença de partícula na matriz; 4500X. MEV/EDS.

Figura 5.22 – Espectro obtido em análise pelo sistema MEV/EDS na região

correspondente ao ponto 1 da Figura 5.21.

62

Figura 5.23 - Microfratografia de um CP ensaiado em impacto, destacando-se a

presença de partícula na matriz; 7000X. MEV/EDS.

(a)

(b)

Figura 5.24 – Espectros obtidos em análise pelo sistema MEV/EDS nas regiões

(a) ponto 1 e (b) ponto 2 da Figura 5.23.

63

Figura 5.25 - Microfratografia de um CP ensaiado em fluência, destacando-se a

presença de partícula na matriz; 4500X. MEV/EDS.

(a)

(b)

(c)

Figura 5.26 – Espectros obtidos em análise pelo sistema MEV/EDS nas regiões

(a) ponto 1, (b) ponto 2 e (c) ponto 3 da Figura 5.25.

64

5.12 – Considerações Finais quanto ao Fenômeno de F luência nos Carros

Torpedo da Companhia ArcelorMittal Tubarão

A Figura 5.27 resume os dados encontrados nos ensaios de ruptura por fluência

realizados em 3 diferentes níveis de carregamento e temperatura de 450˚C.

Figura 5.27 – Representação gráfica dos resultados dos ensaios de ruptura por

fluência do aço do tipo 16Mo3; 450 ºC

Baseando-se nos dados representados na Figura 5.27, pode-se observar a

evolução do tempo médio necessário para ruptura dos CPs com a redução das

tensões aplicadas aos mesmos, de 95 para 50% σy.

Para a tensão aplicada de 50% σy, não houve ruptura do CP após tempo de

ensaio de 4800 horas, caracterizando um incremento acentuado do tempo

necessário para o desenvolvimento do fenômeno de fluência. Esse aspecto

mostra como são morosos os ensaios de fluência para temperaturas

relativamente baixas, pois embora o material fique termicamente ativado,

dependendo do nível de carregamento o fenômeno demora muito para ocorrer.

Daí, a importância e emprego de equações paramétricas, do tipo “Larson-Miller”

para prever a vida em fluência de um material sem a necessidade de se recorrer

aos referidos ensaios em níveis de carregamento relativamente baixos.

LE

65

O trabalho desenvolvido por COSTA & GUIMARÃES(2007) com aço do tipo 1Cr-

0,5Mo utilizado em tubos de caldeiras, submetidos a ensaios de ruptura por

fluência com tensão constante de 49,6MPa e temperatura de 600˚C e duração

superior a 3000 horas evidenciou uma correlação entre a variação morfológica de

carbonetos e o processo de degradação por fluência. No material rompido notou-

se a presença de grande quantidade de carbonetos esferoidizados e ausência

quase que completa de carbonetos alongados.

Considerando-se ainda o nível de tensão de 50% σy e que a temperatura de

todos os ensaios realizados foi igual a 450˚C, concluiu-se que nesta condição, o

baixo valor da tensão aplicada constituiu-se provavelmente no fator principal para

a redução da taxa de deformação do CP.

Para a condição de operação de um carro torpedo, considera-se uma tensão

atuante de 7% σy (obtido por análise de elementos finitos), um valor

consideravelmente abaixo dos níveis de tensão dos ensaios realizados.

Analisando-se a tendência das curvas de inclinação do munhão (Figura 5.1) e

ovalização (Figura 5.2), nota-se que estas possuem uma inclinação acentuada,

não condizente ao esperado para os resultados que seriam obtidos com a

continuidade dos ensaios.

66

6 - CONCLUSÕES

Em função dos resultados obtidos, as seguintes conclusões podem ser listadas:

a) O aço do tipo 16Mo3 apresentou fratura em fluência do tipo dúctil com

mecanismo de coalescimento de microcavidades (dimples);

b) Os ensaios de ruptura por fluência foram realizados em temperatura de

aproximadamente 0,3Tf e tensões entre 95 e 50% do limite de escoamento

do aço do tipo 16Mo3, onde todos os corpos de prova apresentaram

deformação plástica;

c) O ensaio de ruptura por fluência realizado a temperatura de 450ºC e a uma

tensão de 50% do limite de escoamento do material não ocasionou o

rompimento do corpo de prova após 4800 horas de ensaio;

d) Apenas com maiores níveis de tensão (próximos do limite de escoamento do

material), pôde ser constatada a ruptura dos corpos de prova nos ensaios de

ruptura por fluência, caracterizando assim que a tensão aplicada trata-se de

um fator determinante na evolução do processo de deformação por fluência;

e) A condição operacional dos carros torpedo da Companhia ArcelorMittal

Tubarão submete aos vasos uma tensão atuante de aproximadamente 7%

do limite de escoamento do aço e uma temperatura em torno de 440˚C, o que

promove deformação no material ao longo do tempo;

f) Baseando-se que todos os corpos de prova foram ensaiados a temperaturas

abaixo da metade da temperatura de fusão e apresentaram deformação

plástica, concluiu-se que o material do vaso dos carros torpedo encontra-se

sujeito à ação da fluência.

67

7- SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

O estudo apresentado nesta dissertação poderá ainda ser complementado com a

análise de demais aspectos relativos aos carros torpedo. Portanto, deverão ser

realizados trabalhos que poderão elucidar ainda mais o processo de deformação

dos vasos dos referidos equipamentos. Desta forma, algumas sugestões são

citadas a seguir:

a) Realizar ensaios de ruptura por fluência com valores mais altos de tensão e

temperatura, visando um aumento das informações referentes ao material

sobre outras condições, bem como uma análise de seu comportamento;

b) Realizar ensaios de fluência utilizando baixos valores de tensão, visando

simular as condições de operação de um carro torpedo e acompanhar a

evolução das deformações com o tempo. Deve-se salientar que o ensaio

poderá necessitar de um longo período de tempo para sua conclusão, além

de demandar maiores investimentos para sua realização;

c) Aplicar metodologias da Mecânica de Fratura, visando avaliar as

características comportamentais do material sob fluência;

d) Aplicar métodos de extrapolação empregando-se equações constitutivas,

visando definir uma previsão de vida útil do material;

e) Analisar a microestrutura do material através de um MEV, visando verificar a

existência de anormalidades no material na região sob deformação localizada

(estricção).

68

8- REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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