R E D E M A T
RE D E TE M ÁT IC A E M ENG E N H AR IA D E MAT E R IAIS
U FO P – C E TE C – U EM G
Dissertação de Mestrado
Avaliação Comportamental em Fluência de Vasos de Aço
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
R E D E M A T
RE D E TE M ÁT IC A E M ENG E N H AR IA D E MAT E R IAIS
U FO P – C E TE C – U EM G
Octávio Manga Eulotério
“Avaliação Comportamental em Fluência de Vasos de Aço 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 Materiais
Orientador: Prof. Dr. Luiz Cláudio Cândido
Co-orientador: Prof. Salustiano M. Pinto Jr., MSc.
Catalogação: [email protected] 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.
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 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.”
RESUMO
“Avaliação Comportamental em Fluência de Vasos para Transporte de Material Siderúrgico: Caso dos Carros Torpedo da Companhia ArcelorMittal 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.
ABSTRACT
“The Behavior Of Pugh Car In Creep: Case From ArcelorMittal 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.
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
3.3.4 – 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
5.8.2 – 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
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 3.5 – 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 4.3 – 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 4.14 – 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 5.11 – 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),
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.
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).
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, [ m];
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;
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 ];
Tt – Temperatura de trabalho, [ ºC ];
ton – Toneladas;
Letras Gregas
ε
– Deformação, [mm];o
ε
– Deformação instantânea, [ mm ];.
m
ε
– Taxa de fluência mínima, [%s-1];.
s
ε
– 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];
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;
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.
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).
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
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.
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).
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.
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.
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
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).
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.
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
ε
0 , 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):
n
s
B
σ
ε
.=
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 .
s
ε 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 Q
B n c
s 0 exp
. σ
ε (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 .
s
ε 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.
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 fluência
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.
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.
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 .
s
n p s
G
d
b
kT
DGb
A
=
σ
ε
. (3.3)com o coeficiente de difusão D relacionado com a temperatura T pela Equação 3.4: − = RT Q D
D exp c
0 (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.
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
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
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.
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.
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 v s
G
kT
Gb
AD
=
σ
ε
. (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
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-medindo-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
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.
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.
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).
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;
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).
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.
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 umcarro 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
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
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
Senti do de
lamina ção Senti
do de
lamina ção
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 50,8 50,8 50,8 57,2 12 ,7 ± 0, 2 50 ,8 = =
12,7 (min)
12,7
φ12,7 (Típico) A
// 0,05 A
φ0,05 203,2 38,1 38,1 15,9 50,8 50,8 50,8 57,2 12 ,7 ± 0, 2 50 ,8 = =
12,7 (min)
12,7
φ12,7 (Típico) A
// 0,05 A
φ0,05
φ0,05
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
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
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.
φ 12 .5 ±0 .2 5 30 90 150 R= 10 M 24 X 3 φ 12 .5 ±0 .2 5 30 90 150 R= 10 M 24 X 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.
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
Figura 4.10 – Sistema de contra pesos da máquina de ensaio de fluência (CDTN/CNEN).
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 4.14 – 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.
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 Companhia 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.
