Metodologia de Zhu e colaboradores

Os valores dos coeficientes das Equações 3.19 e 3.20 para cada aço estão presentes na Tabela V.7. De acordo com a Equações 3.22 e 3.24 a relação da/dN versus ΔK prevista é comparada com os dados experimentais, como mostrado na Figura 5.44 para todos os aços. Pode-se observar que as curvas previstas concordam razoavelmente bem com os dados experimentais de fadiga na região próxima ao limiar, com um erro máximo não superior a 12,2%. Isso indica que a previsão do comportamento de crescimento de trinca por fadiga, baseada na combinação de abordagens, é promissora para R entre 0,03 e 0,7.

63

Tabela V. 7 – Valores dos parâmetros das Equações 3.19 e 3.20 para todos os aços estudados.

Aço a1 b1 c1 a2 b2 S1 3,09056 -1,15768 0,334650 -0,79113 0,62275 S2 -3,77449 3,45082 0,578000 -0,32538 0,07594 S3 2,03444 -0,32676 0,269800 -1,01388 0,64041 S4 0,67745 0,43979 0,459940 -0,51312 0,35514 (a) (b) (c) (d)

Figura 5. 44 – Comparação entre da/dN versus ΔK experimental e previsto na região próxima ao limiar para (a) aço S1; (b) aço S2; (c) aço S3 e (d) aço S4.

64 Os limiares de fadiga ΔKth também são preditos a partir do valor de ΔKth(0,7) pela Equação 3.23.

Como indicado pela Figura 5.45 para todos os aços, os valores experimentais de ΔKth são

bastante semelhantes aos previstos pelo modelo de Zhu et al. (2015). Por esta análise, o aço S4 tem melhor performance em fadiga, seguido pelo aço S3 para R = 0,1. No entanto, é importante observar que alguns resultados têm uma dispersão considerável (máximo de 23%). A fim de reduzir esses erros, a manipulação matemática complexa exigiria a adoção de uma faixa maior de valores para a razão R, para implicar uma maior precisão na determinação das funções A(R) e B(R). Outro aspecto a se considerar é a escolha de uma equação mais representativa do que a equação de Paris entre a relação da/dN e ΔK para a região limiar.

Figura 5. 45 – ΔKth previsto versus ΔKth experimental para todos os aços estudados e para resultados

65

6. CONCLUSÕES

O presente trabalho caracterizou, avaliou e comparou o comportamento de quatro aços aplicados pela indústria automobilística, com composições químicas e microestruturas diferentes e aplicou alguns modelos de previsão das curvas da/dN versus ΔK, em função da razão R. A principais conclusões são listadas abaixo.

• Considerando as composições químicas, microestruturas e resistência mecânica, assim como as especificações internacionais adotadas atualmente para aços automotivos, os aços S1 e S2 podem ser considerados como HSLA, o primeiro tipo AISI 1010 e o segundo microligado ao nióbio. Os aços S3 e S4 são o AHSS, o primeiro microligado ao nióbio e o segundo com alto teor de cromo.

• Todos os aços estudados apresentaram uma microestrutura predominantemente ferrítica, com a presença de pequena fração volumétrica de outras fases/constituintes. S1 é um aço ferrita/perlita com grãos ferríticos equiaxiais e relativamente grosseiros comparado aos demais. S2 é um aço ferrita/perlita com presença de bainita e grãos ferríticos alongados e mais refinados. O S3 é um aço bifásico com ferrita/bainita e menor tamanho de grão ferríticos entre os quatro materiais. O S4 é um aço de dual-

phase com ilhas de martensita cercadas por uma matriz ferrítica com pequeno tamanho

de grão.

• Todos os aços apresentaram comportamento dúctil no ensaio de tração, com mecanismo de fratura por nucleação, crescimento e coalescência de microcavidades. S4 não apresentou uma tensão de limite de escoamento tão alta, mas foi o aço que apresentou os maiores valores de limite de resistência à tração e encruamento.

• Todos os aços apresentaram a curva sigmoidal tradicional de crescimento de trinca por fadiga. O aço S3 obteve o maior valor para o limiar ΔKth, sendo considerado o aço mais

resistente ao trincamento por fadiga, seguido pelo aço S4. Todos os aços apresentaram a mesma sensibilidade à razão R, ou seja, diminuição da resistência à fadiga com o aumento de R. O mecanismo de fratura foi sempre o mesmo, com tortuosidades na região próxima ao limiar e presença de estrias para maiores taxas de crescimento de trinca por fadiga.

66 • A metodologia utilizada para a análise do modelo proposto por Elber observou o mecanismo do fechamento de trinca extrínseco de fechamento de fissuras em todos os aços, sendo observado até o valor R = 0,4 e completamente ausente para R = 0,7. Ao substituir a força motriz K por Keff, as curvas sigmoidais distintas tenderam a se

sobrepor, tornando-se uma única “curva mestra”, porém há uma dispersão de resultados significativa. Através desta metodologia, o aço S3 obteve o melhor desempenho pela fadiga, seguido pelo aço S4.

• A metodologia utilizada para analisar o modelo proposto por Vasudevan e colaboradores foi capaz de fornecer os dois parâmetros considerados por eles intrínsecos como controladores de crescimento de trinca por fadiga, Kth e Kmax. Por esta

metodologia, os aços S3 e S4 obtiveram o melhor desempenho pela fadiga. Foi demonstrado que existe uma conexão entre este modelo e o mecanismo de fechamento de trinca extrínseco, considerando uma adaptação do modelo de Elber proposto por Hudak e Davidson. Assim, o aço S4 é considerado o melhor aço de fadiga. A equação proposta por Klesnil e Lukás não é precisa para prever uma relação entre ΔK e R. • A metodologia utilizada para analisar o modelo de Zhu e colaboradores parece ser

promissora, embora exija um elevado número de manipulações matemáticas. Uma vantagem do modelo é a consideração da existência do efeito de fechamento da trinca no comportamento em fadiga, sem a necessidade de determinação experimental. Por outro lado, os resultados também mostraram uma dispersão significativa e não puderam prever corretamente qual aço teve o melhor desempenho. Esse fato indica a necessidade de um maior rigor matemático e o uso de equações fenomenológicas mais precisas para melhorar sua acurácia.

67

7. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

A partir dos resultados obtidos nesse trabalho e para melhor entendimento sobre o comportamento dos aços utilizados e metodologias adotadas, propõe-se trabalhos futuros:

• Completar a caracterização dos aços com uma análise mais aprofundada na iniciação de trinca por fadiga e tenacidade à fratura;

• Estudar o efeito do fechamento de trinca analisando a tortuosidade do caminho da mesma;

• Realizar mais ensaios de propagação de trinca por fadiga com valores de R diferentes para melhorar o ajuste da metodologia proposta por Vasudevan e coautores;

• Estabelecer uma relação mais adequada para a região próxima ao limiar, na metodologia proposta por Zhu e coautores;

• Realizar um estudo para simplificar a manipulação matemática utilizada na metodologia de Zhu e coautores.

68

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75

ANEXO A

Tabelas com valores dos parâmetros utilizados na metodologia proposta por Zhu et al. (2015).

Aço da/dN (mm/ciclo) α1 α2 S1 1x10-6 -0,05587 -1,57E-03 S1 8x10-7 _{-0,03842 -1,00E-03} S1 6x10-7 -0,02709 -3,98E-04 S1 4x10-7 -0,0472 -0,0018 S1 2x10-7 -0,02474 -6,08E-03 S1 1x10-7 -0,03515 -0,00842 Aço R C0 m0 S1 0,03 2,76E-19 1,40E+01 S1 0,1 2,07E-16 10,53693 S1 0,4 1,86E-15 10,05091 S1 0,7 9,10E-11 5,57848 Aço da/dN (mm/ciclo) α1 α2 S2 1x10-6 -0,08638 -7,60E-04 S2 8x10-7 -0,09899 -2,50E-03 S2 6x10-7 -0,11171 -5,95E-03 S2 4x10-7 _{-0,10534 -0,00611} S2 2x10-7 _{-0,07763 -6,28E-03} S2 1x10-7 -0,07315 -0,00558

76 Aço R C0 m0 S2 0,03 2,24E-11 5,19928 S2 0,1 8,79E-14 7,95223 S2 0,4 3,51E-10 4,20E+00 S2 0,7 3,80E-11 5,62321 Aço da/dN (mm/ciclo) α1 α2 S3 1x10-6 _{-0,12761 -1,57E-05} S3 8x10-7 -0,16148 -1,03E-03 S3 6x10-7 -0,14054 -3,44E-03 S3 4x10-7 -0,13738 -0,00231 S3 2x10-7 _{-0,18276 -4,92E-03} S3 1x10-7 _{-0,16354 -0,00135} Aço R C0 m0 S3 0,03 5,76E-20 16,0773 S3 0,1 2,42E-19 12,32552 S3 0,4 1,17E-11 5,94597 S3 0,7 3,70E-11 5,74000 Aço da/dN (mm/ciclo) α1 α2 S4 1x10-6 -0,05702 -9,53E-05 S4 8x10-7 -0,05511 -1,61E-03 S4 6x10-7 -0,05725 -2,03E-03 S4 4x10-7 -0,06023 -7,89E-03 S4 2x10-7 -0,06916 -1,05E-02 S4 1x10-7 -0,08056 -0,02197

77 Aço R C0 m0 S4 0,03 7,46E-16 9,3814 S4 0,1 9,25E-14 7,45837 S4 0,4 7,92E-13 6,71168 S4 0,7 1,13E-11 5,67307