Unidade Tematica3

7/17/2019 Unidade Tematica3

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Metalurgia da Soldadura II-III-1

Ensaios de Dobragem, Impacto, Fadiga, Fractura e Fluência

UNIDADE TEMÁTICA III – ENSAIOS DE DOBRAGEM,

IMPACTO, FADIGA, FRACTURA E FLUÊNCIA

ÍNDICE TEMÁTICO

1 - Ensaio de dobragem2 - Ensaio de impacto3 - Ensaio de fadiga4 - Ensaio de fractura5 - Ensaio de fluência6 - Actividades / avaliação

Objectivos Específicos

No final desta unidade temática, o formando deverá estar apto a:

• Descrever e distinguir os equipamentos usados e o tipo de grandezas físicasobtidas através de ensaios de:• Dobragem.• Impacto.• Fadiga.• Fractura.• Fluência.

• Deve ainda identificar aplicações típicas dos ensaios acima referidos emsoldadura, ou em Garantia da Qualidade / conformidade de soldaduras.





1. Ensaio de dobragem

Os ensaios de dobragem embora não dando resultados quantitativos são um meio

eficaz de detectar problemas metalúrgicos e de compacidade, que podem afectar ocomportamento dos materiais em serviço.

Assim os ensaios de dobragem são correntemente empregues na recepção deprodutos, no controlo de qualidade de produtos fabricados, na qualificação deprocedimentos de soldadura e soldadores, etc.

De um modo geral, os objectivos dos ensaios de dobragem são os seguintes:• Verificar a capacidade de dobragem e enformação dos materiais.• Detecção de defeitos de compacidade e metalúrgicos (segregações, inclusões não

metálicas e heterogeneidades).• Obtenção de valores comparativos da ductilidade dos materiais.

Princípio do ensaio

0 ensaio de dobragem consiste em sujeitar um provete a uma deformação plástica porflexão com a finalidade de avaliar de forma comparativa a ductilidade dos materiais edetectar defeitos de compacidade e heterogeneidade do material.

Também os defeitos metalúrgicos como segregações, inclusões não metálicas, e, deuma forma geral, heterogeneidades que impliquem uma perda de ductilidade local,podem ser detectadas a partir dos ensaios de dobragem.

A severidade dos ensaios, ou seja o alongamento que as fibras vão sofrer, varia com odiâmetro do punção e com a espessura do provete. Quanto menor o diâmetro dopunção e maior a espessura do provete maior será o alongamento que a fibra externa

em tracção vai sofrer e, portanto, mais severo será o ensaio.

Uma variante dos ensaios de dobragem são os ensaios de fractura. Neste tipo deensaios, é maquinado um entalhe nos provetes com o objectivo de promover a suarotura durante a dobragem, de modo a tornar acessíveis à inspecção visual assuperfícies de fractura.

Neste ensaio e na zona sujeita à tracção, se existirem defeitos de compacidade estestêm tendência a abrir e propagar-se, tomando-se mais evidente a sua presença.

Tipos de ensaios de dobragem e equipamentos

Existem diversos tipos de ensaios de dobragem, adaptados ao tipo de produto e àinformação que se pretende obter. Assim temos:

Ensaio por flexão em 3 pontos com punção e apoio de rolos

Os ensaios por flexão em 3 pontos, com punção e apoios de rolos, são os maisfrequentemente utilizados. O dispositivo para execução deste tipo de ensaio éconstituído por um punção e dois rolos móveis ou fixos.





Fig. 1 Dobragem por Flexão em 3 pontos

Ensaio de dobragem por flexão

Um outro dispositivo possível para ensaios de dobragem consiste em amarrar umadas extremidades do provete e com um rolo móvel obrigar o provete a dobrar em

torno de um punção fixo e com o raio de curvatura pretendido, como se indica nafigura seguinte.

Fig. 2 Dobragem por flexão

Ensaio de dobragem livre

Neste tipo de ensaio o provete é dobrado em duas fases, numa primeira fase e como auxílio de um punção é conferido ao provete uma certa curvatura Fig. 3a), numasegunda fase, o provete é colocado entre dois pratos de compressão e a dobragemprossegue até se juntarem as duas extremidades do provete Fig. 3b) ou até estasassentarem sobre um punção previamente introduzido Fig. 3c).

Fig. 3 Dobragem livre





Este ensaio é empregue quando se pretendem efectuar ensaios com um raio decurvatura muito pequeno ou mesmo nominalmente nulo.

Ensaio de dobragem com punção e matriz

Este tipo de dispositivo é constituído por um punção e por uma matriz, tal como semostra na figura seguinte. O provete é colocado sobre a matriz e dobrado até que sedê o encosto às faces interiores da matriz.

Fig. 4 Dobragem em matriz

Este tipo de ensaio é utilizado para efectuar dobragens de produtos pouco espessos,com raio de curvatura muito pequeno ou com um ângulo bem determinado.

Ensaio de dobragem de soldaduras de canto

A dobragem de provetes de soldaduras em T é efectuada através da aplicação de umaforça, como se pode verificar na figura seguinte. Esta força pode ser obtida de diversasformas como por exemplo:• Compressão entre dois pratos de uma prensa.• Utilização de uma alavanca.

Fig. 5 Dobragem de soldadura de canto

Técnica de ensaio

O ensaio de dobragem é efectuado utilizando um dos dispositivos indicados nasfiguras anteriores.

Na maior parte dos casos não tem interesse medir a força de ensaio.

A força de ensaio deve ser aplicada de tal forma que o eixo do punção se situeperpendicularmente à direcção do comprimento do provete. A dobragem deve serefectuada lentamente e sem choques.





A aplicação de força de dobragem pode ser interrompida a diversos ângulos paraobservação da superfície em tracção. Assim é possível detectar qual o ângulo e oslocais de iniciação de eventuais fendas, as quais, normalmente, estão associadas adefeitos pré-existentes.

Tipo de provetesOs provetes de materiais de base são, normalmente, implantados de modo a colocara superfície do material em tracção. No caso de provetes retirados de chapas, osprovetes podem ser implantados com o eixo de dobragem paralelo ou perpendicularà direcção de laminagem.

Sempre que possível deve-se dobrar a totalidade da espessura do material. Paramateriais muito espessos admite-se a redução da espessura por maquinagem demodo a que a força de dobragem seja compatível com a capacidade (força máxima)do equipamento de ensaio. A maquinagem do provete deve ser feita apenas de umlado de modo a conservar intacta uma das superfícies, aquela que no ensaio ficaráem tracção.

Os ensaios de dobragem são largamente utilizados no controlo de juntas soldadas,nomeadamente na detecção de defeitos de compacidade e alterações metalúrgicasassociadas à operação de soldadura.

Os ensaios são efectuados a partir de conjuntos soldados representativos dassoldaduras que se pretendem empregar em fabrico.

Os diversos tipos de dobragem que a seguir se referem estão adaptados às zonas dassoldaduras que se pretendem ensaiar, à geometria das juntas e aos materiais empresença. Assim as normas e os códigos de construção soldada, normalmenteprevêem que para qualificação de um procedimento de soldadura em juntas topo atopo com penetração total, se deva efectuar uma placa soldada executada em

condições idênticas às que serão empregues em produção, a partir da qual sãoretirados provetes para diversos ensaios entre os quais ensaios de dobragem.

É de referir, que normalmente numa junta soldada de pequena espessura (até 10 mm)as zonas onde se verificam condições de soldadura extremas são a face e a raiz dasoldadura.

Assim temos:

Dobragem transversal de face

O provete é implantado com o seu comprimento, perpendicularmente ao eixo dasoldadura e é dobrado de modo a que a face da soldadura fica sujeita à tracção Fig. 6.

Fig. 6 Dobragem transversal de face





Dobragem transversal de raiz

O provete é implantado com o seu comprimento perpendicular ao eixo da soldadurae é dobrado de modo a que a raiz da soldadura fique em tracção Fig. 7.

Fig. 7 Dobragem transversal de raiz

As dobragens de face e raiz são empregues no controlo de soldaduras commateriais de base e metal que fundiu de resistências mecânicas semelhantes (porrazões que mais à frente indicaremos), até espessuras de 20 mm.

A partir de espessuras de 10 mm muitas vezes há também interesse em verificarzonas no interior da junta soldada, nomeadamente a meia espessura e, por outrolado, as forças de ensaio começam a ser muito elevadas pelo que se poderá optarpor executar dobragens transversais laterais.

Normalmente os códigos e as normas de ensaio prevêem que até 10 mm seexecutem dobragens transversais de face e raiz (sempre os dois tipos de dobragem

para o controlo de uma determinada junta soldada), entre 10 e 20 mm de espessurapodem-se executar em alternativa dobragens de face e raiz ou dobragenstransversais laterais, a partir de 20 mm devem-se sempre efectuar dobragenstransversais laterais.

Dobragem transversal lateral

O provete é implantado com o seu comprimento colocado perpendicularmente aoeixo da soldadura e é dobrado de tal forma que o eixo de dobragem é paralelo àespessura do provete. Neste caso é uma secção transversal do cordão de soldaduraque fica em tracção Fig. 8.

Fig. 8 Dobragem transversal lateral





Quando a espessura do conjunto soldado é elevada, superior a 38 mm, os códigos eas normas prevêem para cada secção, para execução de dobragens transversaislaterais, possa ser subdividida em provetes de igual largura de tal forma que estaseja compatível com o dispositivo de dobragem existente. Recomenda-se neste casoque o seccionamento das secções se verifique for a de zonas da junta, à partida

críticas, como sejam a raiz de uma soldadura ou a banda de segregação a meiaespessura.

Dobragem longitudinal

As dobragens longitudinais são empregues em alternativa às dobragens transversaisquando os materiais de base e ou o metal que fundiu possuem resistênciasmecânicas muito diferentes. Assim se tentarmos efectuar uma dobragem transversalnuma junta soldada deste tipo, verifica-se que a curvatura da dobragem nãoacompanha a curvatura do punção, isto é, a deformação concentra-se no material demenor resistência enquanto o material de maior resistência praticamente não sofredeformação. No material de menor resistência verifica-se uma zona com um raio decurvatura muito pequeno (inferior ao do punção), onde a deformação se concentra e

onde muitas vezes ocorrem fracturas. Pelo que atrás se disse os provetes dedobragem transversal não são adequados para o ensaio de juntas soldadasheterogéneas, quando os dois metais materiais têm resistências mecânicas ouductilidades muito diferentes sendo os resultados, obtidos nestas condições,inconclusivos.

Dobragem longitudinal de face

O provete é implantado com o seu comprimento paralelo ao eixo da soldadura e adobragem é efectuada de tal forma que o seu eixo é perpendicular ao eixo dasoldadura e é a face da soldadura que fica em tracção Fig. 9.

Fig. 9 Dobragem longitudinal de face

Dobragem longitudinal de raiz

O provete é implantado com o seu comprimento paralelo ao eixo da soldadura. Adobragem é efectuada com o seu eixo colocado perpendicularmente ao eixo dasoldadura e de tal forma que a raiz da soldadura que fica em tracção Fig. 10.





Fig. 10 Dobragem longitudinal de raiz

Dobragem de juntas de canto

Ensaios de dobragem de soldaduras em T sem preparação de junta, são empreguesfundamentalmente para detecção de defeitos associados à soldadura.

Utiliza-se um provete em T soldado só de um lado, de acordo com o indicado na Fig.11. O ensaio consiste na aplicação de uma força de modo a flectir uma das abas doprovete e colocar a raiz da soldadura em tracção (Fig. 12). O ensaio fica concluídoquando duas das abas do provete encostarem ou quando o provete fracturar. Nesteúltimo caso, a superfície da fractura deve ser analisada à vista desarmada, com umalupa ou com um microscópio estereoscópio para detecção de defeitos na superfíciede fractura.

Fig. 11 Provete de soldadura de canto sem preparação de junta





Fig. 12 Dobragem de juntas de canto

Muitas vezes para promover a fractura dos provetes em T e observar a zona da raizda soldadura, é aberto um entalhe do lado da face conforme se mostra na Fig. 13.

Fig. 13 Dobragem de raiz de junta de canto (entalhe para facilitar a

operação da dobragem)

Ensaios de dobragem com provetes entalhados

Alguns códigos ou normas de ensaio (nomeadamente DIN), prevêem a introdução

de entalhes nos provetes de modo a promover a sua fractura durante a dobragempor forma a permitir a observação das superfícies de fractura com vista à detecçãode eventuais defeitos (Fig. 14 e Fig. 15).





Fig. 14 Dobragem transversal de face com entalhe

Fig. 15 Dobragem transversal lateral com entalhe

Dobragens de enchimentos superficiais por soldadura

Para controlo de enchimentos superficiais por soldadura são efectuadas dobragenstransversais laterais como se mostra na Fig. 16.

Fig. 16 Dobragem transversal lateral de enchimento superficial





Resultados dos ensaios de dobragem

Avaliação da capacidade dos materiais suportarem operações de dobragem.

Análise das superfícies dos provetes, em especial as superfícies em tracção, para

detecção de eventuais defeitos.Observação das fendas ou das superfícies de fractura, no caso de existirem, paradetecção de defeitos pré existentes.

Os ensaios de dobragem são um meio expedito e bastante eficaz de detecção dedefeitos de compacidade os quais podem até nem ser revelados por controlo nãodestrutivo.

A informação que se retira dos ensaios de dobragem, nalguns casos, pode nãopermitir conhecer as causas de um comportamento anómalo. É, contudo, um ensaiode baixo custo, muito eficaz na detecção de defeitos de compacidade e metalúrgicosos quais, posteriormente, podem ser identificados e mais convenientemente

caracterizados através de outros ensaios (eventualmente mais dispendiosos).Aplicações

Como se referiu anteriormente, os ensaios de dobragem são largamente utilizadosna recepção de materiais metálicos sob as mais diversas formas, como por exemplo:• Chapas.• Barras.• Varões.• Perfilados.

Por outro lado estes ensaios são utilizados para:• Controlo de qualidade.

• Qualificação de soldadores e procedimentos de soldadura.• Detecção de defeitos com origem em má técnica operatória ou alterações

metalúrgicas.• Avaliar comparativamente a ductilidade dos materiais (ângulo de dobragem).• Avaliar a aptidão dos materiais à operação de dobragem.• Afinação das condições de fabrico.• Determinação de ângulos de dobragem.

Ensaio de impacto

A ruína catastrófica dos navios das séries Liberty e T2, durante a 2ª Guerra Mundial,levantou questões sobre a validade da construção soldada. Com efeito, a continuidademetálica introduzida pelas soldaduras resultou, em algumas situações, na roturacompleta de navios em 2 partes. Uma das características comuns à maioria das falhasfoi o facto de terem ocorrido durante o inverno, a baixas temperaturas, semdeformação plástica.

A ocorrência de fractura frágil está associada a estados de tensão triaxiais, baixatemperatura e solicitações dinâmicas, não sendo necessária a verificação simultâneados três factores. Estados triaxiais de tensão verificam-se na proximidade de entalhese a conjugação com baixas temperaturas conduz a falhas por fractura frágil. Emespecial, as construções soldadas, pelo facto de envolverem continuidade metálica eintroduziram defeitos que se traduzem em entalhes, aumentam os riscos de ocorrênciade falhas catastróficas como as verificadas nos navios das séries Liberty e T2, amenos que, entre outras precauções, se reduza a existência de defeitos queconstituam entalhes importantes.

O facto de a fractura frágil se acentuar em condições de solicitação dinâmica, e as

Dados obtidos com osensaios de impacto

Princípio defuncionamento doensaio





reduzidas dimensões e baixo custo dos provetes, conduziram ao desenvolvimento dediversos tipos de ensaio de impacto para avaliação da susceptibilidade dos materiais àfractura frágil.

O ensaio de impacto, também designado indevidamente como ensaio de resiliência,consiste em submeter um provete entalhado a uma flexão por impacto através de um

martelo pendular, e determinar a energia despendida na deformação e rotura doprovete (Fig. 17). A energia absorvida pelo provete é medida pela diferença entre aaltura inicial do martelo e altura máxima atingida após rotura do provete.

Fig. 17 Pêndulo de ensaios de impacto

A utilização de provetes entalhados permite a localização da fractura e desenvolve, naextremidade do entalhe, um estado de tensão triaxial que contribui para a ocorrênciade fractura frágil.

O sucesso do ensaio de impacto na avaliação do comportamento frágil de materiaisresultou numa grande variedade de provetes (Fig. 18), de que se distinguem o proveteCharpy V e Izod.

Fig. 18 Provetes Charpy e Izod - Solicitações

Tipos de provetes





Ensaio de fadiga

É reconhecido, há mais de 100 anos, que materiais ou componentes sujeitos aaplicações repetidas de tensão atingem a ruína para valores de tensão inferiores aosque originam a rotura em solicitações estáticas.

Este fenómeno, designado por fadiga, tem sido objecto de estudo desde que, em 1850,Wohler realizou estudos experimentais sobre eixos de rodados de caminhos de ferro.

Desse trabalho, Wohler concluiu que a vida dos componentes era determinada pelagama de tensão, e não pela tensão máxima aplicada durante um ciclo de carga. Outraimportante conclusão foi a de que não se verificavam falhas em componentes ouprovetes abaixo de uma dada gama de tensão.

Apesar dos inúmeros estudos desenvolvidos neste domínio desde a publicação dotrabalho pioneiro de Wohler, o fenómeno de fadiga é, talvez, a principal causa de falhasem componentes ou estruturas, muitas das quais com consequências particularmentegraves.

A falha por fadiga resulta da iniciação de uma microfenda e subsequente propagaçãosob solicitações cíclicas. A deterioração inicial e a formação da microfenda verifica-senormalmente em limites de grão superficiais ou como resultado da formação debandas de escorregamento persistente (BEP). Num material policristalino, assolicitações aplicadas podem ultrapassar o limite elástico macroscópico do material.Desenvolvem-se então, sob a acção das solicitações cíclicas, bandas deescorregamento localizadas que criam descontinuidades na interface destas com amatriz cristalina adjacente (mais resistente), formando-se assim uma fenda na direcçãodo plano de corte.

De modo semelhante, incompatibilidades de deformação de grãos provocamconcentração de tensões nos limites de grão, as quais traduzem-se emescorregamentos entre grãos e na formação de microfendas. Em componentes, os

fenómenos atrás referidos acentuam-se, pois, ao contrário dos provetes (normalmentepolidos), aqueles apresentam, devido aos processos tecnológicos de fabrico, entalhesque provocam zonas de deformação plástica que, ao afectar um dado grão, formambandas de escorregamento que originam a microfenda (Fig. 19).

Fig. 19 Bandas de Escorregamento

Relação fadiga colapsode estruturas





Uma vez iniciada uma microfenda, esta propaga-se normalmente segundo ângulosde 45o (Fase I) e planos de elevada tensão de corte, até uma dada profundidade. Apropagação em Fase II inicia-se quando as tensões normais prevalecem sobre astensões de corte e a propagação se processa perpendicularmente àquelas (Fig. 20).

Fig. 20 Fases de propagação de fadiga-Fase I/Fase II

A propagação durante a Fase I é particularmente influenciada pela estrutura domaterial (tamanho de grão, etc.), enquanto que na Fase II as solicitações externas sãopreponderantes.

Estudos recentes mostram que, por diferentes motivos, nem sempre as microfendasoriginadas em grãos superficiais atingem as dimensões necessárias à sua propagaçãocomo fendas macroscópicas (Fig. 21).

Evolução demicrofendas emfadiga





Fig. 21 Comportamento de fendas não propagáveis, fendas pequenas e longas

Na Fig. 21 indica-se, esquematicamente, o comportamento de fendas em fadiga, asquais podem classificar-se em:

• Fendas não propagáveis• Fendas pequenas• Fendas longas

Os estudos atrás referidos alteram o conceito introduzido por Wohler, segundo o qual olimite de fadiga seria a tensão abaixo da qual não era possível iniciar uma fenda defadiga, contrapondo-lhe a noção de tensão acima da qual uma fenda se propaga até àfalha.

Solicitações de fadiga Como vimos anteriormente, o fenómeno de fadiga ocorre em condições de solicitaçãovariáveis, cíclicas ou aleatórias.

a) Tensões alternadasb) Repetidas

c) Irregulares ou aleatórias Fig. 22 Solicitações de fadiga típicas

Tipos de fendas emfadiga





Podemos distinguir em cada ciclo:

- Tensão máxima maxσ

- Tensão mínima σ min

- Tensão média σ

σ σ

medmax min= +( )

2

- Amplitude de tensão σ

σ σ

amax min

=−( )

2

- Gama de tensão σ σ σ g max min= −

Para definição dos ciclos de solicitação em fadiga, são frequentemente utilizados osseguintes parâmetros:

R min

max=

σ

σ

e

ARR

a

med= =

−

+

σ

σ

11

Assim, se:σ med = 0 e σ σ max min R= − ⇒ = −1

E se:

R = 0 ⇒ σa = σmed Convencionaram-se dois tipos de regime ou de ensaios de fadiga conforme o númerode ciclos até à rotura Nf é inferior ou superior a 104 ciclos, designadas,respectivamente, por:

- Fadiga oligocíclica ou de Baixo Número de Ciclos (FBNC) e deformaçãoelevada (High Strain Low Cycle Fatigue)

Fig. 23 Variação do número de ciclos com a deformação

- Fadiga de Elevado Número de Ciclos (FENC) e baixa deformação (LowStrain High cycle Fatigue) quando o número de ciclos até à rotura é superior a104 ciclos.

Tipos de Fadiga





Fadiga de Elevado Número de Ciclos (FENC)

O número de ciclos necessários para a falha de um componente ou provete dependede diversos factores como o nível de tensão, tipo de solicitação, ambiente,temperatura, estado do material, estado superficial, etc.

Assim, para prever a falha de um componente em serviço, é necessário obterresultados de ensaios realizados em condições representativas das condições deserviço. O critério de falha em ensaios de fadiga de elevado número de ciclos pode sera fractura do provete ou uma dada redução da carga, se o ensaio se realizar emcondições de amplitude de deformação constante, ou um dado aumento dedeformação ou flexão, se o ensaio for realizado em condições de amplitude de cargaconstante. Outro critério poderá ser o da diminuição da frequência, quando se utilizemequipamentos de vibração por ressonância.

Normalmente, variações da ordem dos 5 a 10% para aquelas grandezas (carga,deformação ou frequência) são uma clara indicação da existência, no provete, defendas com comprimentos consideráveis.

Curva S-N ou de Wohler

Desde os estudos de Wohler que uma das formas mais comuns de apresentação deresultados de fadiga é o traçado das chamadas curvas de Wohler ou S-N (em gráficosde tensão (S) versus o número de ciclos (N)) até à falha do provete.

Usa-se normalmente uma escala logarítmica para o número de ciclos e uma outralinear para a tensão. A tensão considerada poderá ser σmáx, σa ou a σg.

A cada curva corresponde uma determinada tensão média (σméd), R ou A.Verifica-se na Fig. 24 que o número de ciclos até à rotura aumenta com a diminuiçãoda tensão.

Fig. 24 Curva S-N

A curva S-N é, por vezes, descrita pela equação de Basquim

N σ ap = C

em que σa é a amplitude de tensão e p e C são constantes empíricas.

As curvas S-N de materiais como o aço macio apresentam, para baixos valores de





tensão, uma assíntota que corresponde à denominada tensão limite de fadiga, tensãoabaixo da qual os provetes presumivelmente suportariam um número infinito de ciclos.107 ciclos são normalmente suficientes para definir a tensão limite de fadiga.

A maioria dos materiais não ferrosos (como ligas de cobre e ligas leves de alumínio emagnésio) não apresenta curvas com o patamar horizontal.

Nesses casos adopta-se como resistência à fadiga a tensão à qual se obtém umelevado número de ciclos (da ordem dos 108 ciclos).

Como procedimento para determinar uma curva S-N, ensaia-se um provete a umatensão relativamente elevada, da ordem dos 2/3 da tensão de rotura do material, demodo a que a falha do provete se verifique para um reduzido número de ciclos. Osprovetes seguintes são ensaiados a tensões decrescentes, até que 2 ou 3 provetesnão atinjam a rotura ao fim de um determinado número de ciclos (normalmente 10 7 ciclos).

A tensão mais elevada a que se obtém um provete sem falha é designada por tensãolimite de fadiga. Como vimos, no caso de materiais não ferrosos os ensaios são

interrompidos apenas após 1 a 5 X 10

8

ciclos. É possível determinar uma curva S-Nmédia com cerca de 10 a 12 provetes, embora seja reconhecida a dispersão deresultados quando se ensaiam diversos provetes à mesma tensão.

Essa dispersão conduz, em alguns casos, a análises estatísticas de resultados queoriginam curvas como a da Fig. 25, em que se determinam curvas de probabilidade defalha. Por exemplo, na Fig. 25 e para uma tensão σ1, 1 e 50 % dos provetes falharãopara N1 e N2 ciclos, respectivamente. A determinação deste tipo de curvas requer, noentanto, um número muito elevado de provetes, pelo que se têm desenvolvido métodosestatísticos para estimativa da tensão limite de fadiga (ASTM STP 91-A).

Fig. 25 Representação probabilística de ensaios de fadiga

Ensaio de fractura

Griffith avaliou a resistência teórica à fractura de um sólido ideal, através da tensãonecessária à rotura das ligações atómicas (do):

2 / 1

omax

d

sE

γ ≈σ (Equação 1)

Considerou então que a rotura se verificava quando o trabalho de deformaçãodesenvolvido era suficiente para a criação de duas novas superfícies de energia

Técnica do ensaio defadiga para obtençãode Curva S-N





superficial, γ s.

Verificou igualmente que essa tensão máxima teórica (σmax = E/10) eraconsideravelmente superior às obtidas em ensaios experimentais, atribuindo talfacto, à existência de uma população de defeitos tipo fenda de semi-comprimento c,que produzem concentrações de tensões, tais que permitem atingir localmente a

resistência teórica dos materiais para níveis de tensão nominais remotas muitoinferiores.

Inglis estudou a concentração de tensões causada pela presença de uma fendaelíptica de comprimento 2a numa placa infinita (Fig. 26), obtendo valores maispróximos dos reais.

Fig. 26 Modelo de Inglis

2 / 1

f a4

sE

γ

=σ (Equação 2)

Orowan sugeriu que a equação de Griffith (materiais frágeis) seria maisrepresentativa da fractura de metais se incorporasse um termo γ p correspondente àdeformação plástica necessária à propagação da fenda, assim e considerando que aenergia superficial γ s é desprezável em comparação com o trabalho de deformaçãoplástica, teremos

( ) 2 / 1p

2 / 12 / 1

psf

a

E

a

E2

γ ≈

π

γ +γ =σ (Equação 3)

em que E é o módulo de elasticidade e γ p o trabalho de deformação plásticanecessário à propagação de uma fenda de comprimento 2a.

Dificuldades na medição do trabalho de deformação plástica γ p, introduziram oconceito de força de extensão da fenda G.

2 / 1c

f a

EG

π=σ (Equação 4)

E

aG

2σπ= (Equação 5)





G [J/m2], é também designada por taxa de libertação de energia de deformação, ouseja a transferência de energia do campo de tensão elástico de um componentefissurado para o processo de propagação da fenda.

O valor crítico de G, Gc, que provoca a propagação de uma fenda até à rotura édesignado por tenacidade à fractura do material.

A mecânica da fractura permite assim, relacionar para um dado nível de tensões, asdimensões de defeitos (fendas), com a tenacidade à fractura do material.Mecânica da fractura linear elástica

Factor de intensidade de tensões

Irwin utilizou as expressões de Westergaard eq. 6, que exprimem a distribuição detensões na extremidade de uma fenda numa placa fina infinita, Fig. 27, para resolveras diversas equações elásticas de equilíbrio e compatibilidade associadas aoproblema.

Fig. 27 Fenda em placa infinita

θθ−

θ

σ=σ

2

3sen

2sen1

2cos

r2

a2 / 1

x

θθ+

θ

σ=σ

2

3sen

2sen1

2cos

r2

ay

2 / 1

(Equação 6)

θθθ

σ=τ

23cos

2cos

2sen

r2a

2 / 1

xy

Em que σ é a tensão nominal remota e a > r > ρ.

Para θ = 0 temos,

σx = σy = σ e τxy = 0 (Equação 7)

Irwin concluiu das eq(s) 6 que as tensões locais na proximidade de uma fendadependem do produto da tensão nominal σ, pela raiz quadrada do semi comprimentoda fenda a, designando essa relação por factor de intensidade de tensões K, em que

para uma fenda elástica numa placa infinita, K [MN/m3/2 ou MPa m ].





aK πσ= (Equação 8)

Atendendo à eq. 7, as 6 resultam em:

θθ−

θ

π=σ

2

3sen

2sen1

2cos

r2

K

x

θθ+

θ

π=σ

2

3sen

2sen1

2cos

r2

Ky (Equação 9)

θθθ

π=τ

2

3cos

2cos

2sen

r2

Kxy

Da eq. 9 temos que a tensão teórica na proximidade duma fenda é inversamenteproporcional à distância da extremidade da fenda r, tendendo para infinito quando r

tende para zero. Contudo, tal não se verifica, porque ocorre deformação plástica. 0factor de intensidade de tensões K exprime pois a distribuição de tensões em tornodum defeito. Assim, dois defeitos de diferente geometria, mas com valores de K iguais,apresentam na extremidade campos de tensão idênticos.

Os valores de K podem ser calculados com base nas teorias da elasticidade ou seremobtidos em diferentes compêndios ou publicações.

No caso geral, teremos

aYK 0 π= (Equação 10)

Em que Y é um factor que depende das condições de solicitação e geometria da fenda.

Uma fenda pode ser sujeita a diferentes modos de deformação, conforme se indica naFig. 28.

Fig. 28 Modos de propagação de fendas

0 modo I, corresponde a uma abertura de fenda provocada por uma tensão aplicada

perpendicularmente às suas faces.





0 modo II, refere-se a tensões de corte aplicadas perpendicularmente ao fundo dafenda e no modo III, as tensões de corte são aplicadas paralelamente ao fundo dafenda.

Em modo I conforme a espessura da peça (provete), assim teremos condições detensão plana em chapa fina e condições de deformação plana quando as

espessuras são grandes.

O estado de deformação plana DP representa o estado de tensão mais severo e osvalores do factor de intensidade de tensões críticos (Kc) são mais baixos do que osobtidos num estado de tensão plana TP.

O factor de intensidade de tensões crítico Kic em condições de DP é umapropriedade do material e independente da espessura dos provetes, Fig. 29.

Fig. 29 Factor de intensidade de tensões crítico

Pode-se assim utilizar o factor de intensidade de tensões crítico K ic, como o parâmetroque controla a fractura, isto é, a propagação de um defeito verificar-se-à quando ofactor de intensidade de tensões desse defeito atingir um valor crítico Kic que é umapropriedade do material em causa. Embora K não tenha a vantagem da força deextensão de fenda G, que tem um significado físico mais directo com o processo defractura, é contudo preferível do ponto de vista de mecânica da fractura (MF), porpermitir um mais fácil tratamento analítico.

Com base nas equações 5 e 8, teremos que:K2 = GE para TP, e

K2 = GE/(1- ν2) para DP

em que ν é o coeficiente de Poisson.

Tenacidade à fractura. Aplicações

Uma correcta determinação de Kic, representa a tenacidade ao entalhe do materialindependentemente do comprimento da fenda, geometria ou condições de solicitação,sendo portanto uma propriedade do material. Permite avaliar o comportamento deestruturas com defeitos a partir de resultados obtidos em ensaios laboratoriais comprovetes de pequenas dimensões.

A equação geral da Mecânica da Fractura Linear Elástica (MFLE) exprime as

vantagens da sua aplicação, ou seja permite-nos relacionar uma propriedade domaterial Kic, com a tensão aplicada σ, e as dimensões dos defeitos, a.





aK ic πσ=

A Fig. 30 ilustra de um modo esquemático as possíveis utilizações de equaçõesdaquele tipo, em projecto ou na selecção de materiais com vista ao controlo dafractura.

Fig. 30 Curvas de projecto – selecção de materiais, níveis de tensão

Limitações. Efeito da deformação plástica

O factor de intensidade de tensões em que se baseia a MFLE, tem limitações que seprendem com o facto de aquele se basear na teoria da elasticidade.

Na realidade para materiais dúcteis verificar-se-ão deformações plásticas no fundo da

fenda. Se considerar-mos (Fig. 31) a distribuição das tensões segundo y, ao longo dex(θ), teremos das equações 6 e 9

r2

K

r2

ay

π=

π

πσ=σ Equação 11

Substituindo σy pela tensão de cedência do material σe, teremos2

ee

K

2

1r

σπ= Equação 12





Fig. 31 Dimensão da zona plástica

Assumindo como primeira aproximação que rp corresponde ao raio de uma zonaplástica circular, a distribuição de tensões segundo y à frente da extremidade da fendapode-se considerar dum modo simplista como a indicada na Fig. 31.

Assim as condições de aplicação da MFLE restringem-se a situações em que a zonade deformação plástica na extremidade da fenda se pode considerar pequena emcomparação com as dimensões da fenda, a.

Tais condições restringem-se a materiais ou condições de ductilidade limitada comopor exemplo baixas temperaturas, espessuras elevadas e materiais, como aços deelevada resistência e ligas de titânio e alumínio.MECÂNICA DA FRACTURA ELASTO-PLÁSTICA MFEP

As limitações impostas ao uso da MFLE em materiais dúcteis em que ocorremdeformações plásticas não desprezáveis conduziram à definição de novos parâmetrosde tenacidade à fractura, capazes de caracterizarem o comportamento à fractura emcondições de deformação plástica mais extensas, nomeadamente:

- Deslocamento da Abertura da Extremidade da Fenda (DAEF), (CTOD - Crack TipOpening Displacement), e o- Integral J.

Deslocamento de abertura da extremidade da fenda (daef/ctod)

0 conceito de CTOD, foi introduzido por Wells, nos anos 60 que observou a aberturaplástica de fendas quando solicitadas. Sugerindo que o DAEF/CTOD teria um valor

critico δc a partir do qual se verificaria a fractura.

Os resultados foram comprovados através de extensivos ensaios de placas de grandesdimensões com fendas (wide plate tests).

A análise teórica demonstrou que em condições lineares elásticas, ou seja, plasticidaderestringida a uma pequena faixa na vizinhança da fenda, se verificava uma relaçãoentre o DAEF/CTOD, δ e o factor de intensidade de tensões K.

e22

mE / )1(K συ−=δ (Equação 13)

em que υ é o coeficiente de Poisson e m uma constante.





INTEGRAL J

0 parâmetro designado por integral J foi introduzido por Rice que considerou umafenda num sólido com comportamento não linear elástico.

Apesar da dedução de J, ser sobretudo matemática o conceito baseia-se

essencialmente, na existência de um parâmetro, J, que relaciona o trabalho produzidopelas forças exteriores, num corpo entalhado com a estabilidade do defeito nessecorpo.

0 conceito foi rapidamente alargado a materiais em condições elasto-plásticas eanálises posteriores demonstraram que J caracteriza os campos de tensão-deformação na vizinhança duma fenda, tal como K.

De facto, no domínio linear elástico, J e K relacionam-se directamente através daexpressão

J = K2(1-υ2)/E (Equação 14)Aturados estudos entretanto desenvolvidos, indicam que desde que se verifiquem

determinadas condições, o valor de J no início da propagação de uma fenda é umvalor único, ou seja uma propriedade dos materiais à semelhança de K ic.

Por outro lado J pode também ser utilizado na caracterização de propagação estávelde fendas que se pode verificar em condições completamente dúcteis atemperaturas elevadas.

O desenvolvimento de parâmetros como o DAEF/CTOD e o integral J alargaram odomínio da mecânica da fractura à maioria dos problemas e materiais.ENSAIOS DE TENACIDADE À FRACTURA

Conforme vimos a mecânica da fractura baseia-se em parâmetros como, K,DAEF/CTOD e integral J que exprimem a tenacidade à fractura dos materiais.

A escolha entre K, δ ou J é tomada com base na resposta dos materiais àssolicitações. Em situações de comportamento linear elástico utiliza-se K. Quando aplasticidade é mais extensa, então podem-se utilizar δ ou J dependendo a escolha final,do código que se pretende aplicar na avaliação da integridade de uma estrutura.

À semelhança da energia de impacto Cv no ensaio de impacto Charpy, também atenacidade à fractura pode apresentar um fenómeno de transição com a temperatura.No patamar inferior a fractura verifica-se por mecanismos de clivagem e o materialapresenta um comportamento linear elástico até à rotura.

À medida que a temperatura aumenta verifica-se um aumento da tenacidade à fracturae a propagação da fenda inicia-se por um mecanismo dúctil antes da rotura final por

clivagem, ou seja o domínio de transição elasto-plástico.

Na gama de temperaturas mais elevadas, patamar superior não existem condições defractura por clivagem e o material rompe de forma completamente dúctil ou seja noregime plástico.

Embora existam ensaios, que caracterizam o comportamento dos materiais, nosregimes atrás mencionados e para diferentes tipos de solicitação, estático e dinâmico,debruçar-nos-emos apenas no primeiro caso (ensaios estáticos).

ENSAIOS EM REGIME LINEAR ELÁSTICO - Kic

As condições segundo as quais, um defeito inicia a sua propagação é do maior

interesse na avaliação da integridade estrutural, pelo que a definição da tenacidade deiniciação da fractura é um dos principais objectivos dos ensaios de mecânica dafractura.





Medições de Kic apenas serão consideradas válidas se se verificarem determinadascondições, especificadas pelas normas.

Um critério comum a todas as normas são as dimensões mínimas a que devemobedecer os provetes. Ou seja, apenas se considera o resultado Kic, válido se se

verificar a seguinte relação:2

e

icK5,2Ba

σ≥= (Equação 15)

em que a e B são respectivamente o comprimento da fenda e a espessura do provete.Esta restrição tem dois objectivos; limitar a plasticidade na extremidade da fenda queem condições de deformação plana é de (Kic / σe)

2 /6π, garantindo assim que ocomprimento da fenda e a espessura do provete são cerca de 50 vezes maiores que azona plastificada.

0 segundo objectivo é garantir condições de deformação plana. Como vimos atenacidade à fractura é mínima em condições de deformação plana.

Contudo estas restrições têm como consequência que no caso de materiais de médiaresistência e elevada tenacidade as dimensões exigidas para os provetes sãodemasiado elevadas.

Na Fig. 32, apresentam-se os provetes mais vulgarmente utilizados nestes ensaios.Em qualquer dos casos os provetes possuem uma fenda de fadiga, previamenteiniciada a partir dum entalhe mecânico. A relação comprimento de fenda versus largurado provete, (a/W), deve estar compreendida entre 0,45 e 0,55.

Fig. 32 Provetes recomendados pela ASTM

0 ensaio consiste em carregar o provete segundo uma velocidade estabelecida pelasnormas (0,5 a 2,5 MPa m1/2 /s), até se atingir a fractura.

Durante o ensaio é necessário proceder a um cuidado registo da carga e deflexãosuportadas pelo provete. Na Fig. 32, apresentam-se exemplos desses registos.

A partir daqueles registos, pode-se calcular KQ de acordo com:

BW

YPK

QQ = (Equação 16)





em que PQ, é obtido a partir dos registos, considerando-se conforme os casos a cargade rotura ou a carga determinada a partir da intersecção da curva com a recta com 5%de inclinação em relação à zona inicial rectilínea do registo, Fig. 33 Y é determinado,através de expressões ou de tabelas disponíveis nas normas, em que Y é apresentadoem função de a/W e do tipo de provete. 0 valor de KQ é adoptado como Kic se serespeitam os diferentes critérios estabelecidos pelas normas, entre os quais o expresso

pela Eq. 15.Kic = KQ

Fig. 33 Registos Carga deslocamento – ensaio K Q

Existe contudo alguma controvérsia sobre a eficiência da referida equação, em garantirpara todos os materiais que os valores de Kic são independentes das dimensões dosprovetes.

ENSAIOS EM REGIME ELASTO-PLÁSTICO

Por definição a caracterização das propriedades de tenacidade à fractura nesteregime restringe-se aos materiais que evidenciam uma transição de comportamentofrágil para dúctil com o aumento da temperatura. Concominante com esta transiçãoverifica-se um aumento de plasticidade associada à iniciação da propagação. Oracomo se viu para determinados níveis de plasticidade a MFLE deixa de se aplicar eas medições de K perdem precisão. Uma das soluções, seria como vimos aumentaras dimensões dos provetes por forma a respeitar a Eq. 15, o que por razões óbvias,não é prático ou realizável na maioria dos casos. Nessas situações, recorre-se,então a ensaios que permitam determinar o DAEF/CTOD ou o integral J.

A medição da tenacidade à fractura neste regime depara normalmente com duasdificuldades, nomeadamente, a dispersão de resultados e os valores de δc e Jc serem dimensionalmente dependentes quando determinados em situações em que afractura por clivagem é precedida de uma iniciação de propagação dúctil.

Este último aspecto, traduz-se na tendência de se obterem valores de tenacidade àfractura mais elevados em provetes de pequenas dimensões do que as obtidas emprovetes ou estruturas de maiores dimensões ensaiados à mesma temperatura.Deve-se pois, ter cautela quando se analisam resultados de tenacidade à fracturaobtidos em ensaios efectuados no regime de transição, com provetes de pequenasdimensões. Por esse motivo, nesse regime a tenacidade à fractura deve ser medidaem provetes de espessura igual à do material ou estrutura em análise.

Os métodos de ensaio DAEF/CTOD e J são semelhantes aos utilizados no ensaioKic.





Os provetes são do mesmo tipo e também possuem fendas de fadiga, como pré-entalhes. Em ambos os casos é necessário proceder ao registo contínuo e cuidado,da carga e dos deslocamento do provete.

Ensaio DAEF/CTODNeste ensaio utiliza-se a medida da abertura (deslocamento) da “boca” da fendaDAEF/CTOD δ.Essas medidas são realizadas através de extensómetros de lâminas designados por“clip-gauge”, Fig. 34.

Fig. 34 Extensómetros de abertura de fenda (“clip-gauge”) e pormenor de

acoplamento

O valor de DAEF/CTOD é determinado através duma equação em que a primeiraparcela representa a componente elástica e a segunda a componente plástica.

( )

( ) zaaWr

VaWr

'Em

K p

y

2

++−

−+

σ=δ (Equação 17)

A componente elástica baseia-se no cálculo de K. A componente plástica édeterminada através da medida do deslocamento plástico da abertura da boca dafenda Vp e baseia-se em considerações geométricas de semelhança de triângulos econsidera a rotação em torno de um eixo imaginário abaixo da extremidade dafenda, Fig. 35.





Fig. 35 Registo carga – abertura da fenda – ensaio DAEF/CTOD

Podem-se determinar diferentes valores de DAEF/CTOD, nomeadamente:

δc – valor de δ de fractura, quando aquela se verifica antes de existir iniciação dúctil.δu – valor de δ de fractura, aquando aquela ocorre após iniciação dúctil.δi – valor de δ quando se verifica início de propagação dúctil.δm – valor de δ que se verifica à carga máxima.

Na Fig. 36 apresentam-se registos em que se evidenciam aquelas situações.

Fig. 36 Registos típicos de carga – abertura de fenda

A escolha de qual o parâmetro a utilizar depende da aplicação.

δi e δm são determinados, mesmo em situações em que não se verifique fractura porclivagem, ou seja, no patamar superior (regime completamente dúctil).Ensaio de fluência

Pode-se definir Fluência como a deformação plástica lenta de um material sob acçãode uma solicitação constante.

As deformações resultantes do processo de fluência são indesejáveis e podem limitara vida de componentes ou peças, como pode ser o caso de pás de turbinas que devemser substituídas antes que a sua deformação supere as folgas existentes. O fenómenoverifica-se de forma mais nítida a temperaturas superiores a 40% da temperatura defusão do material. Contudo no caso do chumbo, o fenómeno pode-se verificar mesmoà temperatura ambiente.

A baixas temperaturas o fenómeno de fluência caracteriza-se por uma velocidade de





deformação decrescente (caso do chumbo), enquanto que a temperaturas maiselevadas a deformação se processa até à rotura, através de 3 fases distintas, Fig. 37.

Fig. 37 Curvas de fluência

Durante muito tempo as aplicações de materiais a alta temperatura limitaram-se atemperaturas de 550 a 600 ºC, como por exemplo turbinas e tubagens de vapor emequipamentos de produção de energia e unidades de 'Cracking' em instalaçõespetroquímicas.

A introdução de turbinas a gás elevou as temperaturas de utilização dos materiais, paraa gama dos 750 a 800 ºC, pelo que o conhecimento do comportamento dos materiais àfluência se tornou particularmente importante, tanto mais que na maioria dasaplicações os materiais estão sujeitos àquelas temperaturas durante longos períodosde tempo.

Por essa razão, as propriedades determinadas num ensaio de tracção a altatemperatura não são pois relevantes para aplicações em que os materiaispermanecem a alta temperatura durante longos períodos.

Assim os ensaios para avaliar a resistência a alta temperatura devem serseleccionados com base no tempo mínimo de serviço que os materiais devem garantir.0 ensaio de tracção será por exemplo adequado para componentes de curta duraçãocomo por exemplo propulsores de foguetões, mas não para avaliar o comportamentode aços utilizados em tubagens de vapor que são projectados com base numa vida útilde 100000 horas.

Podem-se referir três tipos de ensaios a alta temperatura para avaliação docomportamento dos materiais à fluência, nomeadamente:

- Ensaios de Fluência (Creep Test)- Ensaios de Rotura por Fluência (Stress-Rupture Test)- Ensaios de Relaxação

ENSAIO DE FLUÊNCIA (Creep Test)

CURVA DE FLUÊNCIA

A curva de fluência, é determinada através dum ensaio realizado a temperatura e cargaconstante e em que a deformação do provete é registada ao longo do tempo. Aduração dos ensaios depende, entre outros factores da carga/tensão e da temperatura.Durações de pelo menos 2000 horas (84 dias) são frequentes, podendo contudo atingirvários meses ou mesmo anos.

Na Fig. 38 apresenta-se uma curva de fluência típica. A sua inclinação (dε /dt ou ε) é





designada por velocidade de fluência.

Fig. 38 Curva de fluência típica

O aspecto geral das curvas de fluência depende no entanto, da tensão aplicada, Fig.39, e a temperatura tem um efeito semelhante.

Fig. 39 Influência da tensão nas curvas de fluência a temperatura constante

A deformação inicial ε0 ocorre instantaneamente com a aplicação da carga no início doensaio. Se a tensão aplicada for suficientemente elevada pode-se verificar desde logouma deformação plástica (ε0 = εe + εp).

Apesar da deformação instantânea não ser uma deformação de fluência, pode noentanto ser importante para muitas aplicações por constituir uma fracção significativada deformação total admissível.

Normalmente identificam-se três zonas distintas na curva de fluência: Zona de fluênciaprimária, fluência secundária e fluência terciária (Fig. 38).

Normalmente os ensaios de fluência são realizados a tensões relativamente baixas,por forma a evitar a zona terciária e permitir uma conveniente medição da velocidadede fluência. Com esse objectivo é dada particular atenção à precisão das medições dedeformação.





Nos ensaios de fluência, a deformação total é frequentemente de 0,5 ou 1%.

ZONA DE FLUÊNCIA PRIMÁRIA

Na zona de fluência primária ou transitória, verifica-se uma diminuição da velocidadede fluência com o tempo, ou seja, em que a resistência à fluência aumenta com a

deformação.Os mecanismos em jogo são do mesmo tipo dos que se verificam no fenómeno deencruamento, i.é., o movimento das deslocações é impedido por barreiras(empilhamento de deslocações, precipitados, etc). A libertação das deslocaçõesdessas barreiras, verifica-se através de mecanismos de ascensão (mudança de planode deslizamento das deslocações) que se acentuam com a temperatura. Contudonesta fase, a libertação das deslocações é pequena pelo que prevalece o efeito deencruamento.

FLUÊNCIA SECUNDÁRIA

Nesta zona, designada por fluência secundária, estável ou viscosa, a velocidade de

fluência, como resultado de equilíbrio entre os efeitos contrários do encruamento e dosmecanismos de libertação das deslocações, pode-se considerar praticamenteconstante.

0 valor médio da velocidade de fluência durante o período secundário designa-senormalmente por velocidade de fluência mínima, que constitui um parâmetroimportante para efeitos de projecto e que usualmente é expresso, como:

• A tensão capaz de produzir uma velocidade de fluência de 0,0001 % por hora ou 1% de deformação em 10000 horas; ou

• A tensão que produz uma velocidade de fluência de 0,00001 % por hora ou 1 %em 100000 h.

O primeiro tipo de representação é mais adequado para componentes de turbinas deaviões e o segundo, para componentes de turbinas de vapor ou equipamentossemelhantes.

A representação logarítmica da tensão velocidade de fluência mínima resulta numarecta, Fig. 40.

Fig. 40 Curva tensão-Log tempo para um aço austenítico de baixo carbono,

forjado pelo ensaio de fluência e ensaio de rotura por fluência

Os mecanismos de ascensão de deslocações, processam-se através da difusão delacunas. Quanto maior for a energia de activação da difusão, maior será a resistência à





fluência pois será necessária uma maior energia para que os mecanismos deascensão se verifiquem. É por esse motivo, que aços austeníticos evidenciam maiorresistência à fluência, que os aços ferríticos.

A elevação da temperatura contribui assim para os mecanismos de ascensão dasdeslocações, pelo que a zona secundária tende a diminuir com o aumento da

temperatura, iniciando-se mais cedo a zona terceira F. 41 Influência datemperatura nas curvas de fluência a tensão constante ig.

F. 41 Influência da temperatura nas curvas de fluência a tensão constante ig

FLUÊNCIA TERCIÁRIA

0 período de fluência terciária verifica-se normalmente em ensaios a carga constante epara tensões e temperaturas elevadas, sendo o resultado de instabilidades

microestruturais e/ou mecânicas. Por exemplo, defeitos de estrutura comomicrocavidades, separações de limites de grão e fissuração que implicam reduções desecção localizadas a que correspondem tensões mais elevadas.

Dado que, a velocidade de fluência depende da tensão, a deformação e velocidade dedeformação na proximidade do defeito aumentarão resultando num aumento donúmero e dimensão dos defeitos microestruturais, contribuindo assim para acentuar adiminuição da área da secção e aumentar a velocidade de deformação.

Os defeitos microestruturais ou outras heterogeneidades podem ainda actuar comopontos para início da estricção, que uma vez formada implica o aumento dadeformação nessa região, uma vez que aí a tensão é mais elevada, contribuindo assimpara acentuar o fenómeno de estricção.

ENSAIOS DE ROTURA POR FLUÊNCIA

0 ensaio de rotura por fluência é basicamente similar ao ensaio de fluência, exceptoque neste caso se prolonga o ensaio até à rotura do provete. São normalmenteutilizadas cargas mais elevadas de que resultam velocidades de fluência também maiselevadas.

Enquanto no ensaio de fluência a deformação máxima é da ordem de 1 %, no ensaiode rotura por fluência as deformações atingem valores da ordem de 50% pelo que sepodem utilizar sistemas de medida de deformação mais simples.

A utilização de tensões mais elevadas, provocam a ocorrência de modificaçõesestruturais mais cedo pelo que os ensaios de rotura por fluência são normalmenterealizados até 1000 horas.





Dada a elevada duração dos ensaios de fluência é normal efectuar extrapolações combase noutros resultados. Para tal é conveniente representar os resultados em gráficosque originem linhas rectas.

Na Fig. 42 representa-se em escalas logarítmicas a variação da velocidade da fluênciamínima com a tensão aplicada.

Fig. 42 Curva Log-Log tensão velocidade de fluência mínima, para um aço

inoxidável austenítico, para quatro temperaturas

Outra forma de representação de resultados de fluência é através dum gráfico, tensão-tempo para produzir diferentes valores de deformação Fig. 40.

Contudo por vezes é necessário obter informação sobre o comportamento de materiaispara condições, de que se não dispõem de dados experimentais ou em que a suaobtenção requer ensaios demasiadamente longos (anos).

Nesses casos, recorre-se à extrapolação de resultados, através de representaçõeslineares ou de curvas, conhecidas desde que nas gamas em que se procede a essaextrapolação se garanta que não se verificam alterações estruturais que modifiquem o"andamento" daquelas curvas ou rectas.

Dado que essas modificações estruturais normalmente ocorrem mais rapidamente atemperaturas elevadas, a verificação da curva log tensão – log tempo de rotura a umatemperatura 100 a 200 ºC acima da temperatura pretendida permitirá facilmenteidentificar eventuais riscos de modificações estruturais que pertubem o normal“andamento” da curva.

Previsão do comportamento a longo prazo

Ao longo dos anos desenvolveram-se diversos métodos ou parâmetros que permitema extrapolação de dados de tensão-tempo de rotura.

De entre os parâmetros desenvolvidos, o parâmetro de Larson-Miller, merecedestaque, não só por que foi o percursor dos restantes, mas também porque é um dosmais aplicados.

Aqueles parâmetros baseiam-se normalmente na equação de Sherby-Dorn.

)RT / Q(te −=θ

Aplicando logaritmos a ambos os termos, teremos:





T

Q

R

Mlogtlog +θ=

em que M = log(e) e se θ e Q/R forem apenas função da tensão, obtêm-serepresentações lineares de log(t) e 1/T. Em que t pode ser o tempo para a rotura oupara atingir um dado valor de deformação.

Larson e Miller apresentaram desse modo resultados de tensão-tempo de rotura (Fig.43), verificando que θ não depende da tensão. Uma vez que cada recta para umatensão constante converge para um ponto no eixo log(t), (logθ = -C, com 15 < C < 25) eque a inclinação b = (M/R) Q é função da tensão.

Fig. 43 Tensão-tempo de rotura

Desenvolveram então o parâmetro de Larson-Miller:

)Ct(logT)(f PLM +=σ=

em que:T – Temperatura considerada (ºC)t – Tempo de roturaC – Constante de Larson-Miller (normalmente C=20, contudo C depende domaterial).

Contudo, na aplicação deste parâmetro é importante como vimos, assegurarmo-nos,de que não se verificam modificações metalúrgicas do material na gama em que sepretende a sua aplicação.

A determinação de parâmetro PLM para diferentes níveis de tensão e temperaturapermite obter representações como a Fig. 44.





Fig. 44 Curva Larson-Miller

Na Fig. 45 apresentam-se exemplos de representação de outros parâmetros

semelhantes ao parâmetro de Larson-Miller.

a) Parâmetro Orr-Sherby-Dorn – Posd b) Parâmetro Manson-Haperd – PMH c) Parâmetro White-Le May – PWL

Fig. 45 Parâmetros tempo-Temperatura




ACTIVIDADES / AVALIAÇÃO

Exercício 1:

Que característica física se pretende avaliar através de um ensaio de impacto? ______________________________________________________________ ______________________________________________________________ ______________________________________________________________ ______________________________________________________________ ______________________________________________________________

Exercício 2:

Que características físicas se podem avaliar num ensaio de fadiga? ______________________________________________________________ ______________________________________________________________

______________________________________________________________ ______________________________________________________________ ______________________________________________________________

Exercício 3:

A curva S-N para um dado material resulta de um conjunto de ensaios ou de apenasum ensaio (como na tracção por exemplo)? ______________________________________________________________ ______________________________________________________________ ______________________________________________________________ ______________________________________________________________

Unidade Tematica3

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