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Prof. Luiz Cláudio Cândido ANÁLISE DE FALHAS (Parte IX-3) Prof. Leonardo Barbosa Godefroid candido@em.ufop.br leonardo@demet.em.ufop.br METALURGIA MECÂNICA MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO E DO DESPORTO Universidade Federal de Ouro Preto Escola de Minas – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais Grupo de Estudo Sobre Fratura de Materiais Telefax: 55 - 31 - 3559.1561 – E-mail: demet@em.ufop.br MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO E DO DESPORTO Universidade Federal de Ouro Preto Escola de Minas – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais Grupo de Estudo Sobre Fratura de Materiais Telefax: 55 - 31 - 3559.1561 – E-mail: demet@em.ufop.br MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO E DO DESPORTO Universidade Federal de Ouro Preto Escola de Minas – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais Grupo de Estudo Sobre Fratura de Materiais Telefax: 55 - 31 - 3559.1561 – E-mail: demet@em.ufop.br MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO E DO DESPORTO Universidade Federal de Ouro Preto Escola de Minas – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais Grupo de Estudo Sobre Fratura de Materiais Telefax: 55 - 31 - 3559.1561 – E-mail: demet@em.ufop.br ESTUDO DE CASOS (Análise de Falhas de Utilização) 1) TROMMEL FIXO À SAÍDA DE MOINHO (Ex. de análise de falhas de utilização) CARACTERIZAÇÃO/UTILIZAÇÃO DO MATERIAL (PROJETO) Figura 1 – Esquema do projeto do Trommel que foi analisado nesta análise de falha. O Trommel é formado por uma estrutura em aço soldada formando uma “gaiola”, conforme ilustra a Figura 1, que é revestida de borracha. Este equipamento entrou em operação no dia 30 de abril de 1997 num moinho e foi retirado de serviço para manutenção do revestimento no dia 20 de julho de 1999. Trommel (saída de um moinho de bolas “pré-primário”) Análises empregadas: Inspeção visual; análise macrofratográfica; análise química; metalografia; dureza/microdureza; ensaios de tração. Causa de falha: juntas soldadas mal executadas. Figura 2 – (a) Representação de projeto do flange (em anel) de fixação do Trommel à estrutura do moinho através de parafusos; as setas vermelhas indicam regiões que apresentam superfícies de fratura plana e as demais regiões apresentam superfícies de fratura não plana; (b) fotografia deste componente após a ruptura com a identificação das superfícies de fratura por números de 1 a 12 e identificação das amostras separadas para análises (2, 3, 6 e 10) indicadas por um asterisco vermelho. ((bb)) FFiigguurraa 22 –– ((aa)) RReepprreesseennttaaççããoo ddee pprroojjeettoo ddoo ffllaannggee ((eemm aanneell)) ddee ffiixxaaççããoo ddoo ttrroommmmeell àà eessttrruuttuurraa ddoo mmooiinnhhoo aattrraavvééss ddee ppaarraaffuussooss,, aass sseettaass vveerrmmeellhhaass iinnddiiccaamm rreeggiiõõeess qquuee aapprreesseennttaamm ssuuppeerrffíícciieess ddee ffrraattuurraa ppllaannaa ee aass ddeemmaaiiss rreeggiiõõeess aapprreesseennttaamm ssuuppeerrffíícciieess ddee ffrraattuurraa nnããoo ppllaannaa ((bb)) ffoottooggrraaffiiaa ddeessttee ccoommppoonneennttee aappóóss aa rruuppttuurraa ccoomm aa iiddeennttiiffiiccaaççããoo ddaass ssuuppeerrffíícciieess ddee ffrraattuurraa ppoorr nnúúmmeerrooss ddee 11 aa 1122 ee iiddeennttiiffiiccaaççããoo ddaass aammoossttrraass sseeppaarraaddaass ppaarraa aannáálliisseess ((22,, 33,, 66 ee 1100)) iinnddiiccaaddaass ppoorr uumm aasstteerriissccoo vveerrmmeellhhoo.. ((aa)) (a) (b) CARACTERIZAÇÃO DO CARREGAMENTO Figura 3 – Esquema mostrando a posição de fixação do Trommel em relação ao moinho de bolas com destaque para a espiral helicoidal e para os parafusos de fixação. Figura 4 – Trommel em funcionamento sendo indicados o sentido de rotação do equipamento (igual ao do moinho) e a espiral helicoidal retendo o fluxo de polpa da saída do moinho. PROCEDIMENTOS DE ANÁLISES E RESULTADOS Figura 5 – Aspecto externo do Trommel após a ruptura: (a) flange de fixação e (b) estrutura „em balanço‟. Exame inicial macroscópico (a) (b) Figura 6 – Localização dos cordões de solda produzidos na etapa de manutenção e recuperação do Trommel, deve-se notar como estes ocorrem nos pontos de fixação da espiral helicoidal do equipamento. Tabela I – Fotografias das superfícies de fratura do flange (anel) de fixação do Trommel, os números de identificação devem ser referenciados à Figura 2.b; os asteriscos indicam as amostras retiradas para análise. RReeffeerrêênncciiaa FFrraattuurraa 11 22** 33** 44 55 Tabela I (Continuação) – Fotografias das superfícies de fratura do flange (anel) de fixação do Trommel, os números de identificação devem ser referenciados à Figura 2.b; os asteriscos indicam as amostras retiradas para análise. RReeffeerrêênncciiaa FFrraattuurraa 66** 77 88 99 1100** 1111 1122 Superfícies de Fraturas Figura 7 – Aspecto das superfícies de fratura da amostra 6. (a) (b) (a) (b) Figura 8 – Aspecto de duas superfícies de fratura por fadiga: (a) amostra 6 do Trommel e (b) corpo-de-prova de propagação de trincas por fadiga em laboratório; 1-iniciação da trinca, 2-propagação estável e 3-ruptura monotônica. Cordões de Solda (a) (b) (a) (b) Figura 9 – Representação esquemática de diferentes tipos de soldas encontrados na estrutura do Trommel: 1-solda de fabricação, 2-solda de manutenção/recuperação e 3-solda de montagem; (a) amostra rompida monotônicamente e (b) amostra rompida por fadiga. Figura 10 – Exemplos de observação do cordão de solda de manutenção/recuperação presente em algumas partes das amostras analisadas: (a) amostra 10 e (b) amostra 2. (a) (b) (a) (b) Figura 11 – Cordão de solda da montagem do perfil que serve de base para a espiral helicoidal do Trommel; nota-se a má qualidade superficial desta solda. Figura 12 – Microestrutura do aço do flange do Trommel (aço 1); ataque nital e luz polarizada; (a) 100X; (b) 1.000X. Metalografia (a) (b) (a) (b) Figura 13 – Microestrutura do aço da estrutura do Trommel (aço 2); ataque nital e luz polarizada; (a) 100X; (b) 1.000X. Figura 14 – Microestrutura do aço do perfil de base da espiral helicoidal do Trommel; ataque nital e observação com luz polarizada; (a) 100X; (b) 1.000X. (a) (b) (a) (b) Figura 15 – (a) Aspecto e tamanho (1,5mm) da ZTA; 25X; (b) microestrutura da ZF da solda de fabricação do Trommel; 1.000X. Ambas as estruturas foram atacadas com nital e observadas com luz polarizada. Figura 16 – (a) Aspecto e tamanho (2,0mm) da ZTA; 25X; (b) microestrutura da ZF da solda de manutenção/recuperação do Trommel; 1.000X. Ambas as estruturas foram atacadas com nital e observadas com luz polarizada. (a) (b) (a) (b) Figura 17 – (a) Aspecto e tamanho (2,5mm) da ZTA; 25X; (b) microestrutura da ZF da solda de montagem do Trommel; 1.000X. Ambas as estruturas foram atacadas com nital e observadas com luz polarizada. Figura 18 – (a) Aspecto da região de iniciação da trinca por fadiga da amostra 6 conforme vista em uma lupa com ampliação de 2X; (b) Idem, mostrando uma pequena trinca formada, ataque nital. Análise Química Tabela II – Resultados da análise química dos aços de construção do trommel. AAmmoossttrraa CC %% MMnn %% SSii %% PP %% SS %% CCrr %% NNii %% MMoo %% AAççoo 11 ((ffllaannggee)) 00,,0088 00,,2255 00,,0011 00,,0022 00,,0022 nn..ee.. 00,,0011 nn..ee.. AAççoo 22 ((eessttrruuttuurraa)) 00,,1144 00,,8899 00,,2233 00,,0022 00,,0022 nn..ee.. 00,,0011 nn..ee.. TTaabbeellaa IIIIII –– CCoommppoossiiççõõeess qquuíímmiiccaass nnoommiinnaaiiss ddee aaççooss--ccaarrbboonnoo ppaaddrroonniizzaaddooss sseemmeellhhaanntteess aaooss aannaalliissaaddooss.. AAççoo SSAAEE CC %% MMnn %% PP %% ((mmááxx)) SS %% ((mmááxx)) 11111155 00,,1133~~00,,1188 00,,6600~~00,,9900 00,,004400 00,,0088~~00,,1133 11000066 00,,0088 mmááxx 00,,2255~~00,,4400 00,,004400 00,,005500 Ensaios Mecânicos TTaabbeellaa IIVV –– RReessuullttaaddooss ddooss eennssaaiiooss ddee ttrraaççããoo ssoobbrree ccoorrppooss ddee pprroovvaa ddoo aaççoo 11 ddoo TTrroommmmeell.. CCoorrppoo--ddee--pprroovvaa YYSS ((MMPPaa)) UUTTSS ((MMPPaa)) LL//LLoo ((%%))** AA//AAoo ((%%))** AAççoo 11 ccoomm 00,,0088%% CC 11--AA 223344,,77 333300,,33 4433,,33 2255,,00 22--AA 223399,,22 332277,,77 4466,,77 2255,,00 33--AA 226655,,11 332244,,33 4455,,00 2255,,00 44--AA 222299,,88 331188,,22 4433,,33 2255,,00 MMééddiiaa ((ddeessvviioo)) 224422 1166 332255 55 4444 2255 AAççoo 22 ccoomm 00,,1144%% CC 11--BB 330088,,44 443311,,88 3366,,77 3344,,00 22--BB 229999,,55 444444,,88 3366,,00 3344,,00 33--BB 228811,,44 443377,,00 3366,,77 3344,,00 44--BB 229966,,44 444400,,55 3366,,77 3300,,33 MMééddiiaa ((ddeessvviioo)) 229944 1111 443388 55 3366 3333 * Os corpos-de-prova possuíam as seguintes dimensões: Diâmetro da seção útil (D0): 6,0 mm Comprimento de referência (L0): 30,0mm Tabela V – Resultados das medições de dureza dos aços do Trommel. MMeeddiiççããoo DDuurreezzaa BBrriinneellll ((HHBB)) -- mmeeddiiddooss DDuurreezzaa RRoocckkwweellll BB ((HHRRBB)) -- ccoonnvveerrttiiddooss DDuurreezzaa VViicckkeerrss ((HHVV)) -- ccoonnvveerrttiiddooss AAççoo 11 ccoomm 00,,0088%% CC 11 aa 110011 5588,,66 112200 22 aa 9955,,55 5555,,00 111166 33 aa 9999,,99 5577,,99 111199 44 aa 9999,,99 5577,,99 111199 MMééddiiaa 9999,,11 5577,,44 111188 AAççoo 22 ccoomm 00,,1144%% CC 11 aa 113333 7744,,77 114455 22 aa 112299 7733,,11 114422 33 aa 112299 7733,,11 114422 44 aa 113333 7744,,77 114455 MMééddiiaa 113311 7733,,99 114433 Microdureza 0 2 4 6 8 10 100 120 140 160 180 200 220 240 0 2 4 6 8 10 100 120 140 160 180 200 220 240 SOLDA FABRICAÇÃO 1 M ic ro du re za V ic ke rs (H V ) Distância do centro da solda (mm) (a) (b) Figura 19 – (a) Aspecto microestrutural e localização das posições de medição do perfil de microdureza da junta soldada de fabricação do flange do Trommel mostrada em (b). As setas indicam defeitos (descontinuidades) na raiz das soldas. 0 2 4 6 8 10 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 0 2 4 6 8 10 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 SOLDA FABRICAÇÃO 2 M ic ro du re za V ic ke rs (H V ) Distância do centro da solda (mm)(a) (b) Figura 20 – (a) Aspecto microestrutural e localização das posições de medição do perfil de microdureza da junta soldada de fabricação do flange do Trommel mostrada em (b). As setas indicam defeitos na raiz das soldas. (a) (b) Figura 21 – (a) Aspecto microestrutural e localização das posições de medição do perfil de microdureza da junta soldada produzida na manutenção/recuperação do Trommel mostrada em (b). (a) (b) Figura 22 – (a) Aspecto microestrutural e (b) perfil de microdureza da junta soldada produzida na montagem do perfil de base da espiral helicoidal do Trommel. 0 2 4 6 8 10 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 0 2 4 6 8 10 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 SOLDA MANUTENÇÃO M ic ro du re za V ic ke rs (H V ) Distância do centro da solda (mm) 0 2 4 6 8 10 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 0 2 4 6 8 10 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 SOLDA MONTAGEM M ic ro du re za V ic ke rs ( H V ) Distância do centro da solda (mm) CONSIDERAÇÕES FINAIS Os aços utilizados na fabricação do equipamento são aços de baixo teor em carbono (Tabela II), portanto relativamente dúcteis, pouco resistentes mecanicamente (Tabela IV), portanto, macios (Tabela V). Em especial o aço utilizado na fabricação do flange possui um maior teor de manganês que um aço carbono comum de igual teor de carbono sendo esta composição química a típica de um aço considerado antigo. O equipamento é utilizado em condições de carregamento por fadiga, tanto que foram detectadas trincas durante a sua parada de manutenção para a troca do revestimento antidesgaste. As observações (como na Figura 6) indicam que este trincamento ocorreu pela presença da solda de montagem do perfil helicoidal (esquematizado na Figura 3). As superfícies de fratura encontradas podem ser classificadas em dois grandes grupos: fraturas por fadiga e fraturas monotônicas. As fraturas por fadiga concentram-se em um dos lados da estrutura indicando que houve uma redistribuição de carga nos elementos estruturais próximos daqueles que se romperam primeiramente por fadiga. A presença de poucas superfícies de fratura monotônica (4 em 12, como mostra a Figura 2) indica que houve uma ruptura paulatina de elementos por fadiga até que o nível de carga nos elementos remanescentes intensificou-se o suficiente para a ruptura final. A observação do aspecto microestrutural e macroestrutural indica que as rupturas por fadiga se deveram a trincas originadas na região das juntas soldadas da estrutura. Exatamente nas regiões do cordão de solda onde há uma maior concentração de tensão. CONSIDERAÇÕES FINAIS (continuação) O estudo da microestrutura da junta soldada onde se iniciaram as trincas por fadiga, que levaram a fratura final da estrutura, revelou que a citada junta apresenta uma ZTA relativamente pequena em relação aos demais cordões de solda presentes (Figura 15). Além disso, existe uma variação de propriedades mecânicas muito grande nesta junta e se percebe uma estrutura da ZF mais grosseira em relação à solda de manutenção (Figura 15). Foi detectada, também, a presença de uma junta soldada de qualidade inferior que foi usada para a montagem do equipamento. Este solda foi depositada em regiões próximas a ponto de início das trincas por fadiga que levam a estrutura à ruptura (Figura 11). O cordão de solda observado apresenta muitas descontinuidades de solda que são pontos de concentração de tensão que intensificam sobremaneira as tensões aplicadas sobre a estrutura. Existem defeitos (descontinuidades) de solda, especialmente a falta de penetração na raiz, nas juntas geradas na etapa de fabricação da estrutura. Caso estas falhas tivessem ocorrido em pontos mais críticos da estrutura (de maior carregamento mecânico), a integridade e segurança do equipamento seriam muito mais prejudicadas. A observação macroestrutural da estrutura falhada (Figuras 2b e 5) indica que a maior parte das falhas, ocorridas essencialmente por fadiga, concentra-se na região do flange em que o perfil da base da espiral helicoidal foi soldado. Esta evidência, em conjunto com o fato de que as trincas iniciais recuperadas na manutenção ocorreram nos pontos de solda deste perfil são fortes evidências indicando que a falha da estrutura foi acelerada pela presença deste elemento. CONCLUSÕES • A falha da estrutura foi devido à fadiga provocada pelo tipo de carregamento de serviço imposto a estrutura, e esta ocorreu em pontos de concentração de tensão e em juntas soldadas. • A presença de um cordão de solda cujas propriedades mecânicas variam muito em relação às propriedades do metal base (solda de fabricação, Figura 20) em conjunção com a presença de um cordão de solda de baixa qualidade de acabamento (Figura 11) foram as principais causas da fratura do Trommel analisado. • A região de união (solda) do perfil de base da espiral helicoidal com a estrutura do Trommel caracteriza-se por ser um grande concentrador de tensões onde podem nuclear trincas por fadiga. RECOMENDAÇÕES • Fazer um acompanhamento das regiões soldadas das demais estruturas operantes (Trommels) a fim de detectar a presença ou não de trincas originadas pela operação em serviço. • No recebimento de novas estruturas fabricadas por terceiros é indicado fazer uma operação de tratamento térmico das juntas soldadas com o objetivo de se homogeneizar as propriedades mecânicas destas juntas. • Alterar a especificação da espiral helicoidal do Trommel dotando-a de uma base de fixação que introduza uma menor concentração de tensões sobre a estrutura do Trommel. Isto deve ser feito, primeiramente, por uma solda de melhor qualidade de acabamento. Se possível é recomendável dotar esta base de um perfil maior ou com uma fixação de maior área de contato com a estrutura do Trommel a fim de se reduzir as concentrações de tensão. • Na fabricação de novas estruturas (Trommels) é indicado a utilização de aços mais resistentes que podem, inclusive, reduzir o peso final da estrutura ou aumentar a vida útil destes em serviço. • Na fabricação também é indicado uma melhor escolha de procedimento de soldagem no que diz respeito à metalurgia do tipo de cordão de solda depositado. Obviamente uma boa qualidade superficial do cordão é desejável assim como a inexistência de descontinuidades como as observadas faltas de penetração nas juntas soldadas analisadas. • Da mesma forma que no recebimento de estruturas de terceiros, é indicado uma operação de tratamento térmico para homogeneização das propriedades mecânicas de todas as juntas soldadas da estrutura. 2) TREFILAÇÃO DE TUBOS DE AÇO MÉDIO CARBONO (Ex.: Análise de falhas de fabricação) 1 – Objetivos Segundo informado pela EMPRESA, ocorreram um número inédito de trincas durante a trefilação de tubos produzidos por esta empresa. Os aços utilizados para fabricar o estes tubos foram o TUBO Q 02, fornecido pela FORNECEDORA 1, e um aço SAE 1021 MOD, fornecido pela FORNECEDORA 2. O objetivo deste relatório foi caracterizar a ocorrência de trincas e diagnosticar a(s) sua(s) provável(is) origem(ns). Análises empregadas: Inspeção visual; análise macrofratográfica; análise química; metalografia; microdureza; análise microfratográfica (MEV). Causa da falha: aplicação incorreta de material. 2 – Material Segundo informado pelo cliente EMPRESA, o material poderia ser produzido a partir do aço TUBO Q 02, cujas características estão listadas na Tabela I. A faixa de carbono equivalente típica deste aço é de 0,27 a 0,37%. Tabela I – Propriedades de norma da qualidade TUBO Q 02. Composição química Propriedades Mecânicas % C 0,19 a 0,23 Mínimo 70 HRb % Mn 0,40 a 0,70 % P 0,025 máx % S 0,015 máx Máximo 90 HRb % Si 0,07 máx % Al 0,020 a 0,100 Tabela II – Resultados da análise química da amostra enviada. COMPOSIÇÃO QUÍMICA (% em peso) C – 0,196 Mn – 0,986 Si – 0,189 P – 0,011 S – 0,006 Al – 0,047 Cu – 0,008 Ni – 0,015 Cr – 0,014 Nb – 0,005 V – 0,005 Mo – 0,005 O tubo foi produzido pelo processo ERW (resistência – alta freqüência) na EMPRESA. Durante este processo, a parte excedente da junta soldada foi cortada através de uma ferramenta que retira uma apara desta região. A EMPRESA não possui equipamento para o tratamento térmico localizado na junta soldada e nem tratamento térmico completo dos tubos. O tubo foi posteriormente enviado a outro cliente que fez a redução do diâmetro do mesmo por meio de trefilação. Antes e após este processo o tubo deveria ser sido tratado termicamente, para alívio de tensões e recuperação de propriedades mecânicas. O tubo trefilado deveria ser destinado à fabricação de autopeças. A Figura 1 mostra uma seção reta obtida da amostra do tubo, conforme recebido para análise. Esta amostra apresenta as seguintes dimensões: - diâmetro externo: 22,2 mm; - diâmetro interno: 20,5 mm; - espessura: 2,2 mm; Figura 1.a – Aspecto de uma seção reta obtida da amostra conforme recebida (Escala 2:1). Ângulo da região de solda Figura 1.b - Aspecto de uma seção reta obtida da amostra conforme recebida (Escala 10:1). 3 – Caracterização do carregamento A produção do material na EMPRESA ocorreu de maneira costumeira. No cliente posterior, quando o tubo foi trefilado, este teve o seu diâmetro reduzido, e o tubo sofreu um carregamento em tração mais intenso na sua superfície, além disso, este produto sofreu contato (atrito) com a matriz de trefilação, o que também induz tensões de cisalhamento na superfície do material. A eficiência do processo de trefilação é diretamente proporcional às seguintes variáveis e/ou condições: A.1 – composição química do aço; A.2 – limpidez interna do aço; A.3 – propriedades mecânicas do aço (somente no caso da FORNECEDORA, dureza); B.1 – rugosidade do tubo; B.2 – geometria da região de solda (ângulo); C.1 – limite de escoamento do aço (tratamento térmico); C.2 – tipo e geometria da matriz de trefilação; C.3 – rugosidade da matriz de trefilação; C.4 – lubrificação da matriz de extrusão; C.5 – velocidade da trefilação. Onde as condições “A” estão correlacionadas com a companhia fornecedora do aço, as condições “B” com o fabricante do tubo e as condições “C” com o processo de trefilação. 4 – Análise da amostra 4.1 – Análise macroscópica Pode-se notar que a região da junta soldada deformou-se menos do que o restante do tubo pela observação da Figura 2. A região da junta soldada, na borda do tubo, ficou rodeada do restante do tubo, que se deformou muito mais. Isto é uma forte indicação da diferença de deformações entre estas duas regiões e, conseqüentemente diferença entre os limites de escoamento. A amostra recebida apresentava algumas trincas na sua superfície, todas elas localizadas na região da solda. A Figura 3 ilustra uma destas trincas observada em ambas as superfícies do tubo. A Figura 4 mostra duas trincas diferentes, uma delas mostrada na Figura 3, observadas segundo um corte transversal ao tubo. Nota-se que estas trincas, como todas as demais se originaram na superfície do tubo, na região da junta soldada, onde existe um carregamento mecânico (tração) mais intenso. Deformação final máxima do tubo Deformação final máxima da região soldada Figura 2 – Aspecto da região final de trefilação (saída) do tubo. Figura 3 – Aspecto de uma das trincas distribuídas ao longo da amostra recebida; superfícies: (a) externa; (b) interna. (a) (b) Figura 4 – Aspecto do corte transversal da amostra na região de duas trincas distintas; (a) Trinca 1 - Escala 4:1; (b) Trinca 2 - Escala 6:1. A trinca 2 também está ilustrada na Figura 3. (a) (b) 4.2 – Análise microscópica A trinca mostrada na Figura 2 foi observada por meio de microscopia eletrônica de varredura (MEV). As fotografias da Figura 5 ilustram o aspecto desta trinca, segundo observado pelo MEV. | | 500 m | | 20 m | | 50 m | | 20 m Figura 5 – Aspecto de uma das trincas distribuídas ao longo da amostra recebida segundo observado pelo MEV. ______ 500 m ______20 m 500 m Figura 6 – Aspecto das ranhuras na superfície do tubo sobre a junta soldada, nas proximidades de uma das trincas. 4.3 – Metalografia Três seções retas do material foram preparadas para análise metalográfica. Duas destas foram tiradas transversalmente na região da junta soldada, conforme mostrado na Figura 7, e uma longitudinalmente na região da junta soldada. (a) (b) Figura 7 – Amostras metalográficas transversais (Escala 4:1); (a) amostra 1; (b) amostra 2. 99 1100 1111 1122 Figura 8 – Fotomicrografia ótica de junta soldada da amostra recebida. Ataque Nital a 2%. Os números indicam a posição de retirada das amostras nas respectivas figuras. Figura 9 – Fotomicrografia ótica da junta soldada da amostra recebida. Ataque Nital a 2% (50X ótico): região central, ZTA e MB. Figura 10 – Fotomicrografia ótica do MB. Ataque Nital a 2% (50X ótico): região central mostrando certa segregação. (a) Figura 11 – Fotomicrografia do MB; (a) 500X; (b) 1000X. Ataque Nital 2%: região central mostrando certa segregação. (b) 4.4 – Microdureza Uma amostra metalográfica da região da junta soldada teve o seu perfil de microdurezas levantado. A região analisada está mostrada na Figura 12 e os resultados dispostos nos gráficos das Figuras 13 e 14. PPoonnttooss mmeeddiiddooss aa ½½ ddaa eessppeessssuurraa PPoonnttooss mmeeddiiddooss aa ¼¼ ddaa eessppeessssuurraa Figura 12– Pontos de medição de microdureza ao longo da junta soldada (Escala 20:1). -3 -2 -1 0 1 2 3 150 200 250 300 350 400 450 500 M ic ro du re za V ic ke rs ( H V ) Distância do centro da solda (mm) Figura 13 – Variação da microdureza a ¼ da espessura da amostra recebida da EMPRESA. -3 -2 -1 0 1 2 3 150 200 250 300 350 400 M ic ro du re za V ic ke rs ( H V ) Distância do centro da solda (mm) Figura 14 – Variação da microdureza na metade da espessura da amostra recebida da EMPRESA. -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 160 170 180 190 200 210 220 230 240 M ic ro du re za V ic ke rs ( H V ) Distância do centro da solda (mm) Figura 15 – Variação da microdureza a ¼ da espessura de um tubo semelhante ao da EMPRESA, mas processado em outro cliente da FORNECEDORA. -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 160 170 180 190 200 210 220 230 M ic ro du re za V ic ke rs ( H V ) Distância do centro da solda (mm) Figura 16 – Variação da microdureza na metade da espessura de um tubo semelhante ao da EMPRESA, mas processado em outro cliente da FORNECEDORA. 5 – Conclusões O tubo apresentou várias trincas ao longo de seu comprimento pelas seguintes razões principais: • o tubo foi conformado (trefilado) sem tratamento térmico; a região do cordão de solda, muito mais dura que o restante do tubo, apresentou uma dificuldade extra para a trefilação; • a região da junta soldada provavelmente apresentava um pequeno ângulo que induziu a uma deformação maior, localizada na região soldada, do que o restante do tubo; • o teor de manganês do material, relativamente alto, aumentou sobremaneira a resistência mecânica e temperabilidade deste material, aumentando-se a dificuldade da conformação durante a trefilação; • na região de solda, detectou-se um exagerado número de ranhuras que indicam intensificação das tensões nesta região. Estas ranhuras podem estar correlacionadas com uma geometria não homogênea do material e/ou com a qualidade da matriz de trefilação usada. 6 – Recomendações Com base nos resultados obtidos e nas conclusões anteriores, recomenda-se: • utilizar aços com menor teor de manganês; • fazer o tratamento térmico dos tubos antes da trefilação; • verificar se a retirada da apara de solda, durante a fabricação do tubo, está sendo feita adequadamente e gerando a menor variação superficial possível; • verificar os parâmetros na etapa de trefilação, cuidando-se especialmente da qualidade da matriz de trefilação, lubrificação e velocidade de trefilação. Análise de falha em eixos – compêndios de casos Objetivo: O trabalho apresenta uma coleção de casos de falha de eixos de bombas que foram encontrados durante as atividades de consultoria da Universidade de Witwatersrand. Técnicas utilizadas: Exame visual das fraturas; análise química, análise simplificada de tensões. Causa primordial da falha: Variadas. Causas secundárias da falha: Variadas. Fonte: BERNDT, F.; BENNEKOM, A.V.; Pump shaft failures – a compendium of case studies. Engineering Failure Analysis, v.8, p.135-144, 2001. Resumo: Durante a operação, eixos de bombas usualmente sofrem degradação como um resultado da corrosão e/ou degradação mecânica, usualmente na forma de fadiga. Em muitos casos a corrosão precede a fadiga e acelera a velocidade de falha. Tais eixos são geralmente expostos ao líquido sendo bombeado em todo o seu comprimento ou em certas localizações. Arranjos de selamento (buchas ou “O rings”) podem ser utilizados para reduzir a quantidade de ingresso de líquido, porém quando estes sistemas de vedação não são utilizados ou quando a integridade destes está compromissada, danos no eixo podem surgir na forma de corrosão. Impactos: Muitos fatores podem e contribuem para a falha dos eixos de bombas (corrosão por “pits”, carregamento mecânico cíclico, concentradores de tensão, etc.), mas caso estes fatores sejam considerados pode-se melhorar o desempenho dos componentes de uma bomba diminuindo a ocorrência de falhas no futuro. Análise de falha em eixos – compêndios de casos Típicos concentradores de tensão em um eixo, Berndt e Bennekom (2001). Análise de falha em eixos – compêndios de casos Várias regiões de corrosão por pites devido a manutenção longa deste eixo com água relativamente estagnada (parada), Berndt e Bennekom (2001). Detalhe de um dos pites do eixo anterior ilustrando a iniciação de uma trinca por fadiga, Berndt e Bennekom (2001). Análise de falha em eixos – compêndios de casos Eixo fraturado por fadiga originada do raio do entalhe do rasgo de chaveta, Berndt e Bennekom (2001). Eixo fraturado por fadiga originada de várias posições segundo indicado pelas “Ratched marks” (setas), Berndt e Bennekom (2001). Análise de falha em eixos – compêndios de casos Eixo fraturado por fadiga originada de várias posições: as setas indicam o sentido dos planos de crescimento de trincas por fadiga, Berndt e Bennekom (2001). Análise de falha em eixos – compêndios de casos Objetivo: determinar a causa de falha de equipamentos auxiliatórios de produção com o objetivo de evitar paradas. Técnicas utilizadas: exame visual das fraturas; análise simplificada de tensões. Causa primordial da falha: carregamento mecânico intenso e cíclico. Causas secundárias da falha: marcações na superfície das peças fraturadas. Fonte: HUANG, P.C.; Failure analysis of shafts. Iron and Steel Enginer, v.74, n.7, p.41-46, July, 1997. Resumo: Altos-Fornos empregam brocas martelos para fazer a abertura do furo de corrida. Os esforços de martelamento e de perfuração são transmitidos por uma barra que possui uma rosca suave para fazer o acoplamento com a ponta da ferramenta. Tais peças apresentam uma baixa vida de serviço e tipicamente fraturam nos extremos de acoplamento. Em geral o componente experimenta forças axiais (compressão) e rotatórias (torque), porém algumas regiões podem experimentar momentos fletores em conjunção com as forças rotatórias. Impactos: Muitas das falhas por fadiga analisadas têm o seu início em marcas de usinagem, assim este tipo de marcação deve ser evitado ou rapidamente retificado para prolongar a vida do componente em questão. Barras para abertura de canal (alto-forno) Análise de falha em eixos – compêndios de casos Barras para abertura do canal de corrida fraturadas por fadiga; origem na posição destacada, Huang (1997). Barra para abertura do canal de corrida fraturada por fadiga; origem na posição destacada; a barra no lado direito encontra-se nova (sem uso e sem fratura), Huang (1997). Análise de falha em eixos – compêndios de casos Exemplo de fratura por fadiga de uma das barras para abertura de corrida; a seta indica o local de origem da fratura, Huang (1997). Exemplo de fratura por fadiga de uma das barras; as setas indicam o contorno de origem da fadiga e a região final de fratura, Huang (1997). Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa Objetivo: Determinação da causa de falha de um conjunto de parafusos de fixação de uma tampa da carcaça de uma bomba de alta pressão. Tais parafusos foram fabricados pela empresa X e ficaram aproximadamente dois meses em serviço. É feita uma comparação com um outro parafuso, fabricado por uma empresa A, que não falha em serviço, mesmo com seis meses de utilização. Técnicas utilizadas: Caracterização simples do carregamento; exame visual das fraturas; metalografia; análise química; ensaio de tração; dureza e microdureza. Causa primordial da falha: Falta de especificação mais detalhada do tipo de rosca e processo de conformação final dos parafusos. Causas secundárias da falha: Grande carregamento em fadiga, concentrador de tensões devido à rosca; número de parafusos insuficientes. Fonte: Próprios autores. Resumo: A empresa que requisitou a análise de falha possui um conjunto de bombas de alta potência que trabalha em níveis elevados de pressão de bombeamento. Existem certas partes destas bombas que são afixadas por meio de parafusos. Uma destas partes, uma tampa, é afixada por meio de 8 parafusos que devem, segundo recomendação do fabricante, serem trocados a cada 6 meses. Considerando que os parafusos recomendados são importados e tentando aproveitar a existência de parafusos similares nacionais, a empresa utilizou as especificações para fazer uma troca experimental. Entretanto, os parafusos utilizados fraturaram em 2 meses, prazo muito menor do que o especificado. Após uma análise detalhada, em que se procurou comparar os dois tipos de parafusos, concluiu-se que ambos os parafusos possuem as mesmas características a não ser pelo processo de fabricação dos parafusos nacionais. Estes foram usinados enquanto que os parafusos importados são laminados segundo um tipo de rosca mais adequado a esta aplicação. Impactos: A tentativa de facilitar a manutenção da bomba através do emprego de parafusos fabricados por uma empresa X (nacionais, similares aos importados, porém mais simples e fáceis de serem obtidos) falhou devido à falta de uma especificação mais precisa destes parafusos por parte do fabricante da bomba. Considerando que o fornecedor nacional (empresa X) possa adequar o seu produto para esta aplicação, esta análise pode levar à viabilização de se utilizar um produto nacional, mais competitivo, em substituição a um produto importado (fabricado pela empresa A). Existe um grande potencial de substituição de peças nestas circunstâncias em diversos segmentos industriais que teriam um impacto muito positivo sobre a própria indústria nacional. Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa Superfícies de fratura dos cinco parafusos que falharam, a seqüência de (a) a (e) foi definida de acordo com a seqüência aparente de fratura dos parafusos (o diâmetro externo dos parafusos é de 28mm). Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa Aparência da rosca dos parafusos que romperam em serviço, ampliações de (a) 25X e (b) 100X. Nota-se a presença de uma trinca (indicada pela seta vermelha) iniciada numa das arestas da rosca. Esta amostra foi preparada metalograficamente e atacada com Nital a 3%. (a) (b) Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa Aparência da rosca de um parafuso que normalmente não rompe em serviço, ampliações de (a) 25X e (b) 200X. Esta amostra foi preparada metalograficamente e atacada com Nital a 3%. (a) (b) Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa Aparência da rosca de uma das porcas que faz a fixação dos parafusos, ampliação de 25X. Os poros são devidos ao processo de preparação desta amostra. Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa Gráfico de microdureza versus posição de medição em dois corpos-de-prova retirados de um parafuso que fraturou em serviço (Parafuso 1), e de um que normalmente não fratura (Parafuso 2); as linhas horizontais representam a média das microdurezas. Análise de falha em uma garra de uma máquina servohidráulica Objetivo: Determinação da causa de falha de uma garra de uma máquina servohidráulica. Técnicas utilizadas: Inspeção visual da fratura; análise macrofractográfica. Causa primordial da falha: Sobrecarga no material em função da deformação do pino que prende o corpo-de-prova na garra. Desenvolvimento de fratura por fadiga. Causas secundárias da falha: Concentrador de tensão. Fonte: Próprios autores. Resumo: Uma garra de aço de uma máquina servohidráulica, utilizada em ensaios com carregamento variável, sofreu fratura por fadiga em decorrência da concentração de tensão e da sobrecarga imposta ao material. O pino que prende o corpo-de-prova na garra sofreu deformação plástica, e com o passar do tempo ocorreu nucleação e propagação de trinca por fadiga. A análise macrofractográfica das superfícies de fratura indicou que o nível de carregamento foi “alto”. Impacto desta análise: Reformulação nos procedimentos de novos ensaios quanto ao nível de carregamento no material e melhora na manutenção dos pinos desta garra, evitando-se folgas decorrentes da utilização. Análise de falha em uma garra de uma máquina servohidráulica Fotos de garra fraturada de uma máquina servohidráulica; (a) sistema de garras; (b) detalhe da fratura (seta indicando a zona de início de fadiga). (a) (b) Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico Objetivo: Determinação da causa de falha de parafuso de fixação de um acoplamento mecânico do acionamento de uma válvula de distribuição de água de refrigeração. Técnicas utilizadas: Inspeção visual da fratura; análise macrofractográfica, MEV e metalografia. Causa primordial da falha: incompatibilidade do tipo de parafuso a aplicação de responsabilidade ao qual estava submetido. Causas secundárias da falha: Concentrador de tensão e fadiga. Fonte: Próprios autores. Resumo: Um acoplamento mecânico era fixado por meio de dois parafusos. Este acoplamento era submetido a grandes e severos ciclos de fadiga e, ao longo do tempo, os parafusos passaram a apresentar trincas por fadiga que se propagaram até levar à fratura. Ao fraturarem, os parafusos liberaram o acoplamento que passou a não ser feito, comprometendo um importante sistema de refrigeração da empresa. As análises mostraram que o tipo de aplicação não pode empregar o tipo de parafuso analisado. Impacto desta análise: Alteração do procedimento de fixação do sistema de refrigeração para garantir maior confiabilidade do mesmo. Acoplamento onde era utilizado o parafuso falhado. As duas partes mostradas acima são unidas por dois parafusos, sendo que um deles falhou e foi objeto da análise. Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico Esquema de operação do acoplamento mostrado na figura acima. Tal acoplamento une dois eixos que possuem movimento alternado na direção vertical (o esquema está rotacionado 90º da direção real de uso). Superfícies de fratura do parafuso: (a) foto mostrando a perspectiva, e (b) foto mostrando em detalhe a região de início da trinca. Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico Superfície de fratura da parte da cabeça sextavada do parafuso em duas direções de perspectiva dando destaque a região de início da trinca por fadiga. (a) (b) (a) (b) Superfície de fratura da parte da cabeça sextavada do parafuso com dois graus de ampliação. Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico Região de início da fadiga do parafuso mostrada em dois detalhes. Nota-se a formação, de marcas radiais em uma sub-trinca que se iniciou na raiz do parafuso. (a) (b) (a) (b) Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico Microfratografias com 35X de ampliação mostrando todo o contorno da superfície de fratura do parafuso em análise; (a) e (b) início da propagação de trincas; (c) e (d) meio da propagação de trincas; MEV. (a) (b) (c) (d) Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico Microfratografias com 35X de ampliação mostrando todo o contorno da superfície de fratura do parafuso em análise; (e) e (f) final da propagação de trincas; MEV. (e) (f) Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico (a) (c) Superfície de fratura da parte da ponta do parafuso em três diferentes ampliações obtidas com um MEV. (b) Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico Microfractografia do parafuso analisado. Pode-se perceber a presença de porosidades nesta foto, além de partículas contaminantes e de uma região amassada provavelmente devido ao ajuntamento das superfícies de fratura; MEV. Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico Microestrutura do parafuso em uma seção paralela ao eixo longitudinal. Ampliações de 200 e 1000X, reativo Nital 2%; observação com luz polarizada. (a) (b) Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico Aspecto microestrutural da região próxima a uma rosca do parafuso fraturado. Percebe-se a presença de descontinuidades nesta; Nital 2%; 100X. (a) (b) Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca) Objetivo: Determinação da causa de falha de parafusos de fixação de uma matriz para produção de peças plásticas. Técnicas utilizadas: Inspeção visual da fratura; análise não detrutiva, análise química e dureza. Causa primordial da falha: fixação inadequada dos parafusos, maximizando a carga em alguns poucos dentes, próximo à região da cabeça dos parafusos. Causas secundárias da falha: dentes usinados e presença de inclusões de MnS. Fonte: MACKAY, W.B.F.; Cracking at the threads of stud bolts used for lifting mold dies. Handbook of Case Histories inf Failure Analysis, Volume 2, ASM, Materials Park, 1993. Resumo: Dois parafusos de 1½ polegada são utilizados para fixação de uma matriz de molde metálico para formação de peças plásticas. A falha destes parafusos pode resultar em danos e ferimentos graves, devido ao tipo de montagem utilizada na moldagem. A inspeção por técnicas não destrutivas revelou trincas presentes na raiz de várias roscas. Estas trincas estão localizadas próximas à raiz da cabeça dos parafusos. A observação metalográfica revelou trincas com profundidades de até 5mm, sendo que outras trincas menores foram observadas adjacentes. Esta análise também revelou a presença de sulfetos de manganês, presentes no parafuso, porém em baixas quantidades e pequenos tamanhos. Análises químicas a úmido indicaram que o aço dos parafusos é compatível ao AISI/SAE 1045. Ensaios de dureza indicaram valores de 37HRc, compatível com a microestrutura de martensita revenida, adequada para esta aplicação. Observou- se que muitos parafusos são utilizados sem a sua total fixação no molde, prejudicando a distribuição de cargas. Além de alterar a rotina de fixação, pode-se também alterar (melhorar) a raiz da rosca de modo a diminuir a concentração de tensões. Impacto desta análise: Minimizar o risco de acidentes e aumentar a economia na utilização de parafusos. Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca) Posição relativa dos parafusos. Parafusos com a típica falha por fadiga (a), e praticamente monotônica (b). (a) (b) Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca) Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca) (a) Limpidez interna do aço dos parafusos (notar a presença da trinca se propagando), e (b) a presença de inclusões de MnS. (a) (b) Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca) (a) Distribuição de tensões próximo a cabeça do parafuso, e (b) uma possível forma de minimizar estas tensões. (a) (b) Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica de longarinas de alta resistência mecânica (falha de fabricação) Objetivo: Determinação da causa de falha e oferecer condições para que a falha não continue ocorrendo no usuário da matéria-prima. Técnicas utilizadas: Inspeção visual da fratura; análise macrofractográfica, metalografia e MEV, caso necessários. Causa primordial da falha: ajuste do processo de conformação e/ou exagerado número de inclusões presentes no material. Causas secundárias da falha: Concentrador de tensão e sobrecarga de conformação. Fonte: relatórios internos da Companhia COSIPA da década de 1980. Resumo: Longarinas são componentes estruturais que visam formar a estrutura de, por exemplo, equipamentos de transporte, tais como: ônibus, caminhões, vagões ferroviários. Este material é fornecido na forma de placas que devem ser adequadamente cortadas e dobradas para formar perfis dobrados, geralmente a 90o, e posteriormente montados por meio de solda e/ou parafusos e/ou rebites. Portanto, os requisitos básicos do material (aço) destas longarinas são alta resistência mecânica e conformabilidade para o dobramento. Muitas vezes, ao dobrar a peça apresenta trincas. A origem destas trincas podem ser duas: falha na operação de dobramento da longarina: rebarbas e/ou cantos “vivos” presentes nas extremidades da chapa a ser dobrada, pequeno raio de concordância das ferramentas de dobramento (em relação à espessura da chapa), dobramento da chapa em direção propícia para trincamento (não transversal); problemas de sanidade interna na matéria prima: excesso de inclusões de sulfetos e aluminatos ou carência de globulização destes. Em ambos os casos estes efeitos provocam concentrações de tensão durante a operação de dobramento, com o conseqüente trincamento do material dobrado. Impacto desta análise: Os resultados de estudo com esses permitem desenvolver tanto o processo de fabricação de longarinas no fabricante quanto na melhora da qualidade da matéria-prima do fornecedor. (a) longarina que apresentou trincas durante a operação de conformação mecânica devido à presença de (b) inclusões alongadas na sua microestrutura. (a) (b) Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica de longarinas de alta resistência mecânica Longarina que apresentou trincas durante a operação de conformação mecânica devido à presença de inclusões alongadas na sua microestrutura. Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica de longarinas de alta resistência mecânica Fotografia atestando que o problema está correlacionado com a matéria-prima. Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica de longarinas de alta resistência mecânica Propriedades mecânicas atestando variações (heterogeneidades no material problema). Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica de longarinas de alta resistência mecânica Problemas de sanidade interna localizados nestas peças. Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica de longarinas de alta resistência mecânica 100X 1000X Análise de falha em eixos de trens Objetivo: Determinação da casa de falha de eixos transmissores de locomotivas. Técnicas utilizadas: Exame visual das fraturas; metalografia; micro análise química. Causa primordial da falha: Fragilização do aço dos eixos pelo cobre proveniente de partes em contato feitas de bronze. Causas secundárias da falha: Fadiga e aquecimento resultante do atrito do eixo com os mancais. Fonte: VOORT, G.F.V.; Conducting the failure examination. Practical Failure Analysis, v.1, N.2, p14, April 2001. Resumo: Os eixos fraturam-se em uma situação em que a superfície de fratura é seriamente danificada não permitindo a localização exata do local início de fratura. Análise por MEV em algumas amostras não mostraram inicialmente a associação do mecanismo de falha com a fragilização pelo cobre, porém análises metalográficas mais detalhadas ilustraram a associação da microestrutura com a presença de cobre dissolvido entre grãos anteriores de austenita. Uma vez que o cobre ocupou posições intergranulares, mesmo as baixas temperaturas alcançadas pelos eixos por meio do atrito já é suficiente para produzir trincas que evoluem para a falha do equipamento e descarrilhamento da composição ferroviária. Impactos: A correta definição da causa de falha (fragilização pelo cobre oriundo dos mancais) permitiu criar novos procedimentos de manutenção e conservação das locomotivas para evitar a ocorrência de novos acidentes, melhorando a abordagem anterior que se baseava simplesmente no controle de qualidade (limpidez) do aço dos eixos. Análise de falha em eixos de trens Eixos fraturados que falharam devido ao sobreaquecimento produzido pelo atrito, Voort (2001). Análise de falha em eixos de trens Detalhe de um dos eixos do conjunto 2028 mostrado na figura anterior: o contato metal-metal após a fratura reduziu a quantidade de informações disponíveis para realizar a análise de falha pela interpretação macrofractográfica, Voort (2001). Análise de falha em eixos de trens Análise metalográfica dos eixos fraturados ilustrando regiões de penetração e conseqüente fragilização pelo cobre ao redor dos contornos de grão previamente austeníticos (as setas indicam as segregações de cobre), Voort (2001). Análise de falha em eixos de trens Várias análises metalográficas dos eixos fraturados ilustrando regiões de penetração e conseqüente fragilização pelo cobre (as setas indicam as segregações de cobre), tais regiões não são visíveis no MEV devido à falta de contraste, Voort (2001). ANÁLISE DE FALHAS EM ALGUNS COMPONENTES ESTRUTURAIS DE EQUIPAMENTOS DE UMA INDÚSTRIA MINERADORA L.B.Godefroid1, L.C.Cândido1, W.A.Morais2, R.Mattioli3 1UFOP/EM/DEMET, 2COSIPA, 3SAMARCO Contribuição técnica apresentada no 58o Congresso Anual da ABM, Rio de Janeiro/RJ, julho de 2003. Análise de Falhas – Estudo de Casos PRIMEIRO CASO: EIXO-PINHÃO DE ALTA ROTAÇÃO (REDUTOR DE VELOCIDADE BOMBA DE POLPA DE MINÉRIOS DE FERRO) INFORMAÇÕES PRELIMINARES Foram repassadas pela empresa as seguintes informações relevantes: • Especificação do redutor: marca PTI-FALK, tipo 385 A1, RG 96-0256; • Dados do componente danificado: eixo-pinhão de alta rotação; • Expectativa de vida do componente: no mínimo cinco anos; • Tempo de utilização: este eixo-pinhão foi instalado no dia 07/12/2000 no redutor da bomba 80-BP-02S, sendo substituído no dia 16/02/2002, em função de apresentar alta vibração em serviço, devido à quebra de dentes; • Não houve falha de operação do sistema por parte da empresa; • Dados técnicos: a dureza dos flancos dos dentes (parte que realmente engrena e tem contato quando em operação) deste eixo-pinhão deve estar próxima a 56 HRc, sendo feitos o tratamento termoquímico de cementação, e tratamentos térmicos de têmpera e revenimento. CARACTERIZAÇÃO MACROSCÓPICA PRELIMINAR Figura 1: Sistema de bombeamento de minérios de ferro. Figura 2: Detalhe da câmara de redução de velocidade do motor. Figura 3: Eixo-pinhão apresentando três dentes fraturados. Figura 6(a,b,c): Detalhe da Figura 5, mostrando cada um dos dentes fraturados na sua cabeça. Nota-se a presença de pites e linhas paralelas, onde os dentes entram em contato. O lascamento atingiu a camada cementada e uma camada imediatamente abaixo desta. Figura 5: Detalhe da Figura 4. Percebe-se a presença de pites e linhas paralelas, onde os dentes entram em contato, e dois dentes lascados. (a) (b) (c) Figura 4: Detalhe da Figura 3. METODOLOGIA Corpos-de-prova foram retirados das partes cortadas, sempre no sentido transversal, para as seguintes análises: • composição química; • ensaios de tração; • ensaios de dureza Vickers e Rockwell; • metalografia; • fratografia. ANÁLISE QUÍMICA Tabela 1: Composição química do aço do eixo-pinhão (% em peso). C Mn Si Ni Cr Mo P S 0,23 0,53 0,24 1,23 1,66 0,30 0,04 0,02 C Mn Si Ni Cr Mo P(máx) S(máx) 0,17-0,22 0,45-0,65 0,15-0,35 1,65-2,00 0,40-0,60 0,20-0,30 0,035 0,040 Tabela 2: Composição química típica de um aço SAE-4320 (% em peso). ENSAIOS MECÂNICOS Tabela 3: Resultados dos ensaios de dureza e de tração, material do eixo-pinhão. Dureza Vickers Limite de escoamento (kgf/mm2) Limite de resistência (kgf/mm2) Deformação total (%) Redução de área (%) 372 102,4 116,5 18,2 54,1 Estado Dureza Brinell Limite de escoamento (kgf/mm2) Limite de resistência (kgf/mm2) Deformação total (%) Redução de área (%) Recozido 163 43 58 29 58 Normalizado 235 46 79,5 20,8 51 Tabela 4: Valores típicos de dureza e de tração para um aço AISI-SAE 4320. Figura 7(a): Microfratografia de um corpo-de-prova de tração, mostrando características de fratura dúctil. Figura 7(b): Idem Figura 7(a), aumento maior, destacando dimples e inclusões. METALOGRAFIA Figura 8: Microestrutura do aço empregado na confecção do eixo- pinhão. Observa-se a presença de martensita revenida, e uma distribuição heterogênea de inclusões. Ataque: Nital 2%. Figura 9: Idem à Figura 8. Destaca-se o tamanho de grão grosseiro da austenita original. Figura 10: Macroestrutura de um dente do eixo-pinhão, destacando a presença da camada cementada (seta). (a) (b) (c) Figura 11: (a) Microestrutura da camada cementada. Ataque: Nital. Camada cementada, com aproximadamente 1,3mm (diferente contraste devido à iluminação); (b) Microestrutura consistindo de martensita, carbonetos, inclusões e austenita residual; (c) Idem (b), apresentando uma microtrinca (setas). (a) (b) (c) Figura 12: (a) Microestrutura da região de transição entre a zona cementada e o núcleo do dente. Ataque: Nital 2%. Vista geral, martensita + carbonetos + inclusões; (b) Idem (a), apresentando uma micro-trinca (setas); (c) Idem (b), outra região. Figura 13: Microestrutura do núcleo de um dente do eixo-pinhão, mostrando a presença de martensita revenida. Ataque: Nital 2%. PERFIS DE DUREZA DO DENTE 0 5 10 15 20 25 30 35 35 40 45 50 55 60 Dente fraturado Dente não-fraturado D ur ez a R oc kw el l C Distãncia da superfície (mm) Figura 14: Perfis de dureza Rockwell C. 0 5 10 15 20 25 30 35 40 400 500 600 700 800 900 1000 1100 Dente não-fraturado Dente fraturado D ur ez a V ic ke rs H V 30 kg Distância da superfície (mm) Figura 15: Perfis de dureza Vickers. PERFIS DE MICRODUREZA DO DENTE Figura 16: Perfis de microdureza Vickers. -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 300 400 500 600 700 800 900 Limite da camada cementada Raiz do dente Dente não-fraturado Dente fraturado M ic ro du re za V ic ke rs H V 5 0g Distância da superfície (mm) ANÁLISE FRATOGRÁFICA DO DENTE FRATURADO Figura 17: Aspecto macroscópico da fratura de um dente do eixo-pinhão. A seta indica a origem da fratura. (a) (b) (c) Figura 18: Origem da trinca que causou o lascamento do dente do eixo-pinhão. (a) Aspecto geral, mostrando o início da trinca. Grande quantidade de inclusões presente na região. (b) Detalhe de (a). (c) Detalhe de (b), mostrando a iniciação da trinca em uma inclusão. (d) Detalhe de (c). (e) Região à esquerda do ponto de origem da trinca. Nota-se uma inclusão separada pela trinca. (f) Detalhe de (e). (g) Região à direita do ponto de origem da trinca. (h) Detalhe de (g). (i) Região distante do ponto de origem da trinca. Nota-se a mudança no mecanismo de fratura. (j) Detalhe de (i). (d) (e) (f) (g) (h) (i) (j) (a) (b) Figura 19(a,b): Aspecto macroscópico de pites em flancos de dentes. (a) (b) (c) (d) Figura 20: Presença de pites no flanco de um dente do eixo-pinhão. (a) Linhas de contato e pites; (b) Região de coalescimento de pites, com substancial deformação plástica; (c) Detalhe de (b), enfatizando a presença de trincas; (d) Detalhe de (b), enfatizando a presença de trincas. DISCUSSÃO GERAL Tabela 5: Modos de falha em engrenagens. Modo de falha Tipo de falha Fadiga Flexão dos dentes, contato superficial (pitting ou spalling), contato por rolamento, fadiga térmica Impacto Flexão dos dentes, cisalhamento dos dentes, lascamento dos dentes, esmagamento da camada cementada, cisalhamento por torção Desgaste Abrasivo, adesivo Ruptura por tensão Interna, externa Figura 21: Representação esquemática mostrando as ações de rolamento/deslizamento inerentes aos dentes de uma engrenagem. Figura 22: Origem de fratura superficial e sub-superficial. O caso estudado nesta análise de falhas corresponde ao gráfico (d), onde a tensão aplicada se iguala à resistência do material abaixo da camada cementada. CONCLUSÕES • A variação de dureza verificada entre a camada cementada e o núcleo da peça é relativamente grande para um material que necessita apresentar uma elevada resistência à fadiga. Este fato também decorre dos tratamentos realizados. • As características do processo de funcionamento do eixo-pinhão induziram a degradação de dentes do mesmo, através do fenômeno de fadiga por contato. Esta degradação ocorreu por lascamento (spalling) em três dentes, e formação de inúmeros pites (pitting) nos flancos dos dentes. • A avaliação do material empregado na confecção do eixo-pinhão indicou que o mesmo foi adequadamente selecionado para a aplicação pretendida. No entanto, chama-se a atenção para o alto nível de inclusões presente no material, o que contribuiu para a nucleação de trincas por fadiga. • Os tratamentos térmicos de têmpera e revenimento promoveram crescimento de grão austenítico do núcleo da peça. O tratamento termoquímico de cementação possibilitou um aumento de dureza superficial adequado para a peça, mas numa profundidade insuficiente. Além disto, o teor de austenita residual nesta região é baixo. SUGESTÕES • Procurar selecionar um aço com um nível mais baixo de inclusões. • Procurar aumentar a profundidade da camada cementada e, se possível, promover uma gradual variação de dureza entre a superfície e o núcleo. REFERÊNCIAS 1) Cândido,L.C., Godefroid,L.B., Morais,W.A. Análise de Falhas, curso promovido pela Associação Brasileira de Metalurgia e Materiais, 2001. 2) Metals Handbook, Volume I – Properties and Selection, American Society for Materials, 10th Edition, 1990. 3) Metals Handbook, Volume XI – Failure Analysis and Prevention, American Society for Materials, 10th Edition, 1990. 4) Metals Handbook, Volume XII – Fractography, American Society for Materials, 10th Edition, 1990. 5) Wulpi, D. Understanding How Components Fail, American Society for Metals, 7th Printing, 1993. 6) Colangelo,V.J. e Heiser,F.A.: Analysis of Metallurgical Failures, John Wiley & Sons, 2nd Edition, 1987. 7) Naumann,F.K.: Failure Analysis – Case Histories and Methodology, American Society for Metals, 1983. 8) Tait,R.B. e Garrett,G.G.: Fracture and Fracture Mechanics – Case Studies, Pergamon Press, 1985. TERCEIRO CASO: EIXO DE ROTOR DE BOMBA DE POLPA DE MINÉRIO Figura 1 – Projeto do eixo da bomba de polpa fraturado em serviço. CARACTERIZAÇÃO/UTILIZAÇÃO DO MATERIAL (PROJETO) CARACTERIZAÇÃO DO CARREGAMENTO Figura 2 – Fotografia mostrando a operação do eixo fraturado; eixo, em vermelho; o rotor e o motor em azul. Figura 3 – Geometria da extremidade do eixo conectada ao rotor da bomba. Nota-se que há uma concentração de tensões de tração e cisalhamento na posição da concordância mostrada no detalhe “x”. PROCEDIMENTOS DE ANÁLISES E RESULTADOS Exame Inicial Macroscópico Figura 4 – Aspecto pós-fratura do eixo da bomba de polpa em análise. (a) (b) (c) Figura 5 – Rotor da bomba de polpa que é acionado pelo eixo que foi fraturado. Na Figura 5.b e, principalmente, na Figura 5.c é mostrada a outra superfície de fratura do eixo, ainda dentro do rotor da bomba. (a) (b) (c) Figura 6 – Aspecto da superfície de fratura do eixo. Nota-se a formação de uma superfície relativamente plana e outra de aspecto mais rugoso. Esta superfície apresenta “ratchet marks” e “beach marks”, característicos de uma superfície de fratura por fadiga. (a) (b) (c) Superfícies de Fratura Figura 7 – Detalhes da porção da superfície de fratura do eixo criada por carregamento em fadiga. Destacam-se as “rachet marks”. (a) (b) (c)(a) (b) Figura 8 – Detalhes da superfície de fratura rugosa mostrada na Figura 6. São visíveis algumas facetas perpendiculares à superfície de fratura do eixo. Figura 9 – Detalhes da superfície de fratura vista lateralmente. São visíveis uma linha de mudança de condição de fratura (a e b), e uma série de irregularidades, devido ao ataque de limpeza ácida do eixo. (c)(a) (b) Figura 10 – Posições de retirada das amostras para metalografia do eixo analisado. Metalografia (a) (b) Figura 11 – Microestruturas típicas observadas nas seções tangencial (a) e radial (b) da amostra do eixo fraturado com 500X de ampliação. São visíveis grãos de perlita, ferrita e inclusões alongadas transgranulares que estão orientadas no sentido longitudinal do eixo. Ataque Nital (2%) e observação com luz polarizada. (a) (b) Figura 12 – Micrografias das seções tangencial (a) e radial (b) do eixo fraturado em dois planos de foco ótico mostrando a profundidade dos vazios ocasionados pelo arrancamento das inclusões observadas durante a fase de polimento metalográfico. Aumento de 500X, ataque Nital (2%) e observação com luz polarizada. (a1) (b1) (a2) (b2) Figura 13 – Micrografia da seção radial do eixo fraturado mostrando um grande número de inclusões orientadas no sentido longitudinal deste eixo (sentido horizontal da foto). Ataque Nital (2%);500X; observação com luz polarizada. Análise Química Tabela I – Resultados da análise química do aço do eixo fraturado (% peso). AAmmoossttrraa CC MMnn SSii PP SS CCrr NNii MMoo AAççoo 11 ((ffllaannggee)) 00,,4488 00,,7766 00,,2255 00,,0033 00,,0022 –– 00,,0022 –– Tabela II – Composições químicas de aços comerciais (% peso). AAççoo SSAAEE CC MMnn SSii PPmmááxx SSmmááxx CCrr NNii MMoo 44334400 00,,3388~~00,,4433 00,,6600~~00,,8800 00,,1155~~00,,3300 00,,003355 00,,004400 00,,7700~~00,,9900.. 11,,6655~~22,,0000 00,,2200~~00,,3300 11004455 00,,4422~~00,,5500 00,,6600~~00,,9900 ((**)) 00,,004400 00,,005500 –– –– –– 11005500 00,,4477~~00,,5555 00,,6600~~00,,9900 ((**)) 00,,004400 00,,005500 –– –– –– 11004455HH 00,,4422~~00,,5511 00,,5500~~11,,0000 00,,1155~~00,,3300 00,,004400 00,,005500 –– –– –– (*) Depende da faixa de composição escolhida; varia entre 0,08 a 0,40%. Propriedades Mecânicas TTaabbeellaa IIIIII –– RReessuullttaaddooss ddooss eennssaaiiooss ddee ttrraaççããoo ssoobbrree ccoorrppooss ddee pprroovvaa ddoo aaççoo ddoo eeiixxoo ffrraattuurraaddoo.. CCoorrppoo--ddee--pprroovvaa YYSS ((MMPPaa)) UUTTSS ((MMPPaa)) LL//LLoo ((%%)) AA//AAoo ((%%)) 11 558800 776655 1155 2299 22 556600 772200 1166 2299 33 557700 777755 1155 3333 MMééddiiaa ((ddeessvviioo)) 557700 1122** 775555 3300 1155 3311 * Houve uma certa dificuldade em se definir o limite de escoamento deste aço devido à ausência de um ponto de escoamento descontínuo definido. Figura 14 – Curva tensão versus deformação do aço do eixo fraturado. (a) (b) (c) (d) Figura 14 – Superfícies de fratura apresentada pelos CPs de tração: (a) e (b) vistas oblíquas, (c) vista lateral e (d) vista de topo. Tabela VI – Valores de dureza do aço do eixo. DDuurreezzaa RRoocckkwweellll DD ((HHRRDD)) -- mmeeddiiddaa DDuurreezzaa BBrriinneellll ((HHBB)) -- ccoonnvveerrttiiddaa DDuurreezzaa VViicckkeerrss ((HHVV)) -- ccoonnvveerrttiiddaa MMééddiiaa 4411,,55 22,,55 223366 224488 - Seção Tangencial (HRD): 44; 44; 43; 40; 45; 44 43,3 1,8 - Seção Longitudinal(*) (HRD): 40; 38; 39; 40; 40 39,4 0,9 (*) Superfície de estudo perpendicular às superfícies radial e tangencial, mostradas na Figura 10. O eixo fraturou-se em um ponto de grande concentração de tensão devido à presença de um entalhe e da geometria de carregamento imposta ao mesmo, conforme apresenta a Figura 3. O movimento de rotação deste eixo facilita a ocorrência de carregamentos de fadiga por flexão rotativa. Durante os procedimentos de inspeção visual foi informado que, durante o conserto da bomba para a troca do eixo fraturado, teria sido localizada um pedaço de uma grade metálica dentro do corpo do rotor da bomba. Esta grade poderia provocar uma sobrecarga no eixo que poderia levar ou à ruptura direta ou à nucleação de uma trinca por fadiga. Como a superfície de fratura do eixo, mostrada nas Figuras 6 e 7, apresenta a morfologia típica de uma superfície de fratura por fadiga, pode-se concluir que este eixo não rompeu imediatamente devido a esta sobrecarga, a não ser que o mesmo já possuísse uma trinca por fadiga de dimensões razoáveis e a sobrecarga tenha levado à fratura final. CONSIDERAÇÕES FINAIS - Observação de algumas facetas na região de fratura final da superfície de fratura do eixo. Estas facetas apresentam marcas lineares paralelas à direção longitudinal do eixo, conforme mostrado na Figura 8. A morfologia destas facetas é similar à morfologia das superfícies de fratura obtidas por tração neste mesmo eixo, conforme é apresentada na Figura 14. Ambas as superfícies de fratura são do tipo tangencial. As facetas foram criadas a 45° do plano de carregamento dos corpos-de-prova, exatamente na direção de maior componente de cisalhamento, o que indica que o material é sensível a carregamentos de cisalhamento. - Observação da formação de pites de corrosão orientados, conforme ilustra a Figura 9. Estes pites são perpendiculares à direção longitudinal do eixo. Nas superfícies radiais (externas) do eixo, não foram observados pites de corrosão, mas sim marcas longitudinais após o ataque químico. - Variação nos valores de propriedades mecânicas obtidas segundo duas direções principais do eixo, verificadas com a medição da dureza Rockwell do aço deste eixo. O eixo analisado possui uma grande presença de inclusões conforme verificado nas análises metalográficas. Estas inclusões, provavelmente de sulfeto de manganês, devem ser a causa das seguintes alterações verificadas a nível macroscópico no material do eixo: Tudo isto, em conjunto com a verificação de que a microestrutura do aço não é orientada, indica que o material do eixo foi conformado mecanicamente a quente, pois a microestrutura perlita-ferrita do aço foi recristalizada enquanto que as inclusões permaneceram com a orientação inicial da conformação dada ao aço do eixo. A análise química mostrou a ausência dos elementos de liga Cromo, Níquel e Molibdênio no aço do eixo analisado. Isto leva à conclusão de que este eixo não é do tipo 4340. Pelos teores de carbono, manganês e silício obtidos pode-se localizar este aço, de uma maneira geral, entre as ligas AISI: 1045 e 1050. Em termos de propriedades mecânicas, o aço deste eixo apresentou um limite de resistência e valores de dureza compatíveis com os valores típicos da liga AISI 1050. Entretanto o seu limite de escoamento apresentou-se relativamente próximo ao seu limite de resistência. Da mesma forma, os valores de ductilidade medidos foram relativamente mais baixos do que o esperado. As diferenças observadas em termos das propriedades mecânicas de ductilidade do aço (limite de escoamento, deformação e redução de área) podem ser atribuídos à presença das inclusões alongadas na estrutura do aço. A Tabela V mostra, as propriedades mecânicas discutidas para o aço analisado e das respectivas propriedades nominais de possíveis aços comerciais que se equivaleriam ao aço do eixo em análise. Tabela V – Algumas propriedades do aço do eixo analisado e de propriedades mecânicas nominais de aços comerciais. Os números em negrito e com fundo cinza indicam os valores nominais mais próximos dos valores observados para o aço analisado. AÇO YS (MPa) UTS (MPa) L/Lo (%) A/Ao (%) Dureza (HB) Dureza (HRD) Analisado 570* 755 15**** 31**** 236** 41,5 1050 (sem trat.) 415 725 20 40 229 40,3*** 1050 (normal.) 420 750 20 40 217 – 1050 (recozido) 365 635 24 40 187 – 4340 (normal.) 860 1280 12 36 363 54,6*** 4340 (recozido) 470 740 22 50 217 – * Valor não muito preciso devido às limitações do ensaio realizado. ** Valor de dureza não medida diretamente, mas sim obtida por conversão da dureza Rockwell. *** Valores de dureza convertidos segundo tabela técnica específica. **** Medições de ductilidade baseadas em um CP de = 5mm e L0 = 25mm (tendem a ser diferentes aos valores obtidos com CPs de tamanho normal). CONCLUSÕES As seguintes conclusões gerais foram obtidas dos resultados desta análise de falha: • O eixo fraturou-se por fadiga, na região da concentração de tensão (detalhe Z da Figura 3). • Apesar de não ter sido comprovado por esta análise, poderia ter ocorrido um sobrecarregamento do eixo devido à presença de um corpo estranho no interior da caixa da bomba de polpa que aceleraria o processo de fratura do eixo desta bomba, independentemente do tipo de aço de que seria fabricado o eixo. • A análise química revelou que o aço do eixo fraturado não é do tipo AISI 4340 e sim do tipo AISI 1045 ou 1050, portanto fora das especificações de projeto mecânico. • A análise metalográfica mostrou que o aço deste eixo possui um grande número de inclusões não metálicas formadas a partir de um processo de conformação mecânica a quente do aço deste eixo. Tais inclusões provocam os seguintes efeitos sobre o aço do eixo: o aparecimento de uma superfície de fratura característica neste eixo, conforme mostradas nas Figuras 8.c e 14; restringem a ductilidade do eixo, conforme medida nos ensaios de tração (Tabela III e Figura 14); introduzem um certo comportamento anisotrópico segundo detectado nas medições de dureza macroscópica; reduzem a capacidade do aço do eixo a resistir a esforços de cisalhamento, conforme indicam as superfícies de fratura dos corpos-de-prova retirados do eixo e ensaiados em tração. Como conclusão geral pode-se afirmar que a presença de um corpo estranho dentro da caixa da bomba aceleraria o processo de fratura por fadiga verificado neste eixo, em qualquer circunstância de material. Por outro lado, o tipo de aço deste eixo é considerado inadequado para a aplicação em questão, não tanto pela composição química, mas principalmente pela grande presença de defeitos microestruturais que pioram as suas propriedades mecânicas, inclusive a sua resistência à fadiga. O eixo fraturado pertencia a um tambor que servia como elemento de esticamento de uma correia transportadora de minérios de ferro. Ao fraturar-se, o eixo e o tambor caíram de uma altura considerável (em torno de 40 metros) com um grande potencial de causar danos mais sérios. A Figura 1 esquematiza a situação. Figura 1- Detalhe da região de carregamento do transportador de correia, mostrando o tambor de esticamento que se fraturou. QUARTO CASO: EIXO/TAMBOR DE ESTICAMENTO DE UMA CORREIA TRANSPORTADORA Apresentação do Problema Circunstâncias que levaram à fratura A análise feita confirmou que o eixo deste tambor sofreu uma inadequada operação de recuperação de suas superfícies de apoio nos mancais, através de soldagem. Em adição, o aço empregado apresentava um teor de carbono acima do especificado, com uma microestrutura orientada e presença exagerada de inclusões. Estas circunstâncias desfavoráveis levaram à fratura do componente. C % Mn % Pmáx % Smáx % 0,43~0,50 0,60~0,90 0,040 0,050 Tipo de aço* máx (MPa) ys (MPa) /0 (%) S/S0 (%) Dureza HB Dureza HV AISI 1045 585 505 12 45 170 178 AISI 1050 655 550 10 40 189 199 Caracterização do Material: aço do tipo AISI 1045 * Na condição de deformado em frio e recozido. Exame Visual Inicial Aspecto visual do eixo fraturado em duas vistas, (a) e (b), diametralmente opostas. As regiões indicadas apresentam uma descontinuidade no aspecto visual da peça. Parece haver uma nucleação das trincas de fadiga (presumidamente) próxima ao concentrador de tensões do eixo; Percebe-se algumas descontinuidades macroestruturais em certas regiões da superfície externa do eixo, bem próximas à fratura. Exame Macroscópico Superfície de fratura por fadiga do eixo analisado, mostrando diversos pontos de nucleação de trincas, com uma propagação dominante da direita para a esquerda. Exame Macroscópico (a) Detalhe da figura anterior. As setas (A, B, C e D) indicam pontos de nucleação de trincas. Podem ser observadas “ratchet marks” e “beach marks”. (b) Detalhe da superfície de fratura do eixo mostrando a região de fratura final, indicada pela linha tracejada e indicada pela seta. Exame macroscópico (a) Visão oblíqua detalhada da superfície de fratura do eixo mostrando a iniciação de trincas ao redor de uma descontinuidade, indicada pelas setas. (b) Visão de topo da mesma região mostrada em (a), mostrando a presença de inúmeras “ratchet marks” ao redor da descontiuidade. Metalografia Microestruturas obtidas da preparação metalográfica de uma amostra retirada a partir de uma seção circunferencial do eixo, com dois graus de ampliação. Reativo utilizado: Nital a 2%. A microestrutura é constituída por perlita e ferrita. Através de análise por metalografia quantitativa, determinou-se a fração volumétrica de perlita como sendo de 73%. Considerando um aço-carbono comum resfriado nas condições de equilíbrio, conclui-se que o percentual de carbono por meio desta análise rápida é de 0,58%. Pode-se estimar que a quantidade de carbono do eixo está aproximadamente de acordo com o tipo de aço especificado, talvez um pouco acima. Também pode ser percebido por estas metalografias que o aço apresenta uma certa anisotropia de sua estrutura. Nota-se um alinhamento dos grãos na direção radial deste eixo. Metalografia Metalografia da região de descontinuidade mostrada anteriormente. Pode-se perceber a presença de: um cordão de solda, inúmeras trincas, (a) descontinuidades características do final de depósito e alterações microestruturais no aço do eixo nesta região. Ataque: Nital a 2%. Metalografia Detalhe da microestrutura presente próxima as trincas mostradas na figura anterior em duas ampliações. Pode-se notar uma estrutura alterada com grande presença de martensita e a presença de uma trinca entre os contornos de grão. Ataque: Nital a 2%. Metalografia O cordão de solda pode ter sido depositado por duas razões principais: Para recobrir uma possível camada desgastada do eixo devido ao desgaste no mancal ao longo de sua utilização; Para aumentar a dureza da superfície externa do eixo na região dos mancais de apoio do mesmo, aumentando a resistência ao desgaste. Para ambas as finalidades, o depósito deste cordão de solda não foi feito de forma satisfatória, já que: Provavelmente não foi tomado o devido cuidado no procedimento de soldagem para se evitar tensões residuais que levariam a um possível trincamento durante a utilização da peça, ou mesmo ao término da soldagem; O tipo de aço utilizado é muito susceptível a uma transformação metalúrgica, especialmente ao se colocar um cordão de solda, o que levar a formação de estruturas duras (o que é bom), porém relativamente descontínuas com a matriz. O cordão de solda foi depositado ao longo de toda a seção do eixo que mantém apoio nos mancais, porém foi terminado exatamente na região do concentrador de tensões (concordância) deste eixo. Sabe-se que o término de um cordão de solda é região crítica na soldagem, por isso tais cordões não deveriam terminar na região deste concentrador de tensões. Isto considerando um bom procedimento de soldagem. Metalografia Metalografia de uma seção circunferencial do eixo fraturado mostrando a presença de perlita (grão mais escuro), ferrita (parte mais clara) e várias inclusões alongadas (tons intermediários). Ataque: Nital (2%); 1.000X. O aço do eixo, quando observado com um maior detalhamento, revela uma pronunciada quantidade de inclusões alongadas, provavelmente de sulfetos de manganês e/ou ferro. Propriedades mecânicas Perfil de microdureza Vickers na região da solda do eixo segundo uma seção circunferencial mostrada anteriormente. Carga utilizada: 200g. Nota-se uma diferença significativa na dureza do material, entre as regiões de perlita-ferrita e zona soldada (martensítica). A região da estrutura normal do eixo (ferrita-perlita) apresenta uma microdureza compatível com os valores esperados para o tipo de material especificado. A região entre os dois materiais, de durezas diferentes, é um sítio preferencial para nucleação de trinca, conforme verificado nas microestruturas anteriormente apresentadas. Conclusões 1. O eixo analisado fraturou-se por fadiga, a partir de carregamento cíclico de flexão rotativa. 2. A iniciação de trinca ocorreu em diversos pontos da superfície externa do eixo, sempre próximos da região de concordância entre dois diâmetros distintos, isto é, em um concentrador de tesões. 3. O aço empregado na confecção do eixo possui uma microestrutura orientada (anisotropia) e presença de uma grande quantidade de inclusões. Sua estrutura básica consiste de ferrita e de perlita. 4. Existe um cordão de solda depositado na superfície do eixo que estava apoiada no mancal e que termina em diversos locais da região de concordância entre os dois diâmetros do eixo. Este cordão deve ter sido depositado devido a algum problema decorrente de usinagem e/ou desgaste de utilização da peça, ou no sentido de promover um recobrimento superficial, para endurecer a peça. 5. Devido às várias alterações microestruturais e mecânicas impostas pela presença do cordão de solda, formam-se condições favoráveis para a nucleação de trincas de fadiga. Recomendações 1) Utilização de um aço com uma composição química de acordo com o recomendado pelo projeto mecânico e com um melhor controle de impurezas. 2) Realização de um tratamento térmico de endurecimento superficial do eixo. 3) Fazer uma verificação rigorosa, quando do recebimento/manutenção de eixos, não se aceitando e/ou realizando reparos mal feitos por soldagem nestes componentes. 4) Proceder a um exame rigoroso nos eixos atualmente existentes na empresa para procurar situações semelhantes de soldagem e/ou presença de trincas. Caso seja encontrado algum eixo nesta situação, promover a sua imediata substituição. CARACTERIZAÇÃO/UTILIZAÇÃO DO MATERIAL (PROJETO) Figura 1 – Bomba de polpa onde são utilizados os parafusos estudados. Os parafusos utilizados são especificados pelo próprio fabricante da bomba como sendo: Aço ASTM A193 grau B7; Parafusos 1 e 7/8 pol. QUINTO CASO: PARAFUSOS DE FIXAÇÃO DA CARCAÇA DE UMA BOMBA DE POLPA DE ALTA POTÊNCIA Figura 2 - Projeto da carcaça de sucção e compressão da bomba de polpa do mineroduto. Simulação do sistema de sucção e compressão da bomba de polpa de um mineroduto. CARACTERIZAÇÃO DO CARREGAMENTO Tabela I – Quantidade de ciclos de carregamento e descarregamento impostos sobre os parafusos analisados devido à sucção e compressão da polpa de minério dentro da carcaça da bomba em diferentes períodos de tempo e taxas de utilização do equipamento. OOccuuppaaççããoo MMééddiiaa PPeerrííooddoo 110000%% 9900%% 8800%% 7700%% 5500%% UUmm mmiinnuuttoo 11,,0000EE++0022 99,,0000EE++0011 88,,0000EE++0011 77,,0000EE++0011 55,,0000EE++0011 UUmmaa hhoorraa 66,,0000EE++0033 55,,4400EE++0033 44,,8800EE++0033 44,,2200EE++0033 33,,0000EE++0033 UUmm ddiiaa 11,,4444EE++0055 11,,3300EE++0055 11,,1155EE++0055 11,,0011EE++0055 77,,2200EE++0044 UUmmaa sseemmaannaa 11,,0011EE++0066 99,,0077EE++0055 88,,0066EE++0055 77,,0066EE++0055 55,,0044EE++0055 UUmm mmêêss 33,,0077EE++0077 22,,7766EE++0077 22,,4455EE++0077 22,,1155EE++0077 11,,5533EE++0077 UUmm sseemmeessttrree 55,,6600EE++0099 55,,0044EE++0099 44,,4488EE++0099 33,,9922EE++0099 22,,8800EE++0099 CARACTERIZAÇÃO DO CARREGAMENTO Figura 3 - Foto mostrando a averiguação da vibração da carcaça da bomba. Figura 4 - Vaso de pressão conectando as carcaças de uma bomba com a linha de polpa. Percebe-se a colocação de anéis de reforço (amarelos) para impedir ruptura das juntas soldadas do vaso. PROCEDIMENTOS DE ANÁLISE E RESULTADOS Exame inicial macroscópico (a) (b) Figura 5 - Fotos mostrando uma carcaça da bomba desmontada para manutenção: (a) carcaça inteira e (b) detalhe mostrando a região de fixação da carcaça pelos parafusos com um parafuso ainda rosqueado e uma rosca fraturada por fadiga. Novo P1 P2 P3 P4 P5 P6 (a) (b) Figura 6 - (a) Foto mostrando a posição de ruptura dos seis parafusos analisados (P1 a P6), comparando com um parafuso não fraturado (Novo), nota-se que todas as fraturas ocorrem aproximadamente na mesma posição (a não ser pelo último parafuso). (b) A posição de fratura dos parafusos corresponde à região de aperto do parafuso em sua respectiva porca, como destacado na figura pelas setas. Superfícies de Fratura (a) (b) Figura 7 - (a) Superfície de fratura do parafuso P1; (b) detalhe de (a). (a) (b) Figura 8 - (a) Superfície de fratura do parafuso P2; (b) detalhe de (a). (a) (b) Figura 9 - (a) Superfície de fratura do parafuso P3; (b) detalhe de (a). (a) (b) Figura 10 - (a) Superfície de fratura do parafuso P4; (b) detalhe de (a). (a) (b) Figura 11 - (a) Superfície de fratura do parafuso P5; (b) detalhe de (a). (a) (b) Figura 12 - (a) Superfície de fratura do parafuso P6; (b) detalhe de (a). Da observação das superfícies de fratura dos parafusos pode-se concluir que: • O mecanismo de ruptura destes parafusos foi por fadiga; • Alguns parafusos apresentam uma superfície de fratura por fadiga mais homogênea, tendo sido provocada por um tipo de carregamento mecânico mais homogêneo; • Outros parafusos apresentam uma superfície de fratura heterogênea, com vários pontos importantes de nucleação de trincas, que caracterizam um processo de falha na presença de um carregamento mecânico muito heterogêneo, provavelmente associado às vibrações da carcaça; • Foi verificada a presença de algumas marcações paralelas à direção do eixo destes parafusos que não estão, em princípio, associadas com o tipo de carregamento mecânico executado sobre os parafusos; • A fratura dos parafusos pode ocorrer simultaneamente com o processo de propagação de trincas por fadiga em outros parafusos de um mesmo conjunto de fixação, pois foi detectada alteração na direção de propagação de trinca por fadiga devido à brusca mudança na geometria de carregamento. Propriedades mecânicas Figura 13 - Posições de retirada dos corpos-de-prova para ensaios mecânicos. CCPP** mmááxx [[MMPPaa]] yyss [[MMPPaa]] %% ((LL//LL00)) RRAA %% ((AA//AA00)) 11 886655 771177 2200 6666 22 887744 770022 2222 6600 33 887766 772211 2200 6611 44 888844 773344 2211 6600 55 884444 667733 2200 5566 MMééddiiaa 886699 770099 2211 6600 AA 881199 662244 1166 3366 BB 886633 666600 1122 3366 CC 886699 665577 2200 3366 DD 887777 667777 1122 3366 EE 882233 664488 1166 3366 MMééddiiaa 885500 665533 1155 3366 Tabela II – Resultados dos ensaios de tração nas amostras dos parafusos. • Os CPs numéricos foram retirados na direção longitudinal dos parafusos, os CPs alfabéticos foram retirados na direção transversal. Tabela III – Resultados dos ensaios de impacto Charpy a temperatura ambiente. CCPP** CCVV [[kkggffmm]] CCVV [[JJoouulleess]] 11 11,,9999 1199,,55 22 22,,2233 2211,,99 33 11,,4411 1133,,88 44 11,,7799 1177,,66 55 11,,5577 1155,,44 MMééddiiaa 11,,8800 1177,,66 Microscopia eletrônica de varredura (a) (b) (c) Figura 14 - Microfractografias de CPs Charpy, ensaiados sob impacto, retirados na direção longitudinal dos parafusos analisados (Figura 13); (a) 50X; (b) 750X; (c) 2.000X; MEV. (d) Figura 14 - Continuação; (d) 3.500X; MEV. Figura 15 - Microfractografia de um dos CPs Charpy mostrando uma região com ocorrência de fratura dúctil e a presença de inclusões, como a que aparece na parte superior da imagem. Microfractografias dos CPs de ensaios de tração Figura 16 - Representação esquemática mostrando o tipo de fratura verificado nos CPs de ensaios de tração obtidos na direção transversal dos parafusos analisados; (a) vista lateral; (b) vista em perspectiva. (a) (b) (a) (b) Figura 17 - Microfractografias de CPs de ensaios de tração retirados na direção longitudinal dos parafusos analisados; (a) 35X; (b) 1.500X; MEV. Figura 18 - Microfractografias da superfície de fratura de um CP de tração retirado na direção transversal dos parafusos. Nota-se a grande presença de inclusões alongadas, especialmente visíveis na imagens de maiores ampliações; (a) 50X; (b) 200X; (c) 750X; (d) 2.000X; MEV. (a) (b) (c) (d) Metalografia (a) (b) Figura 19 - Microestrutura de um parafuso em uma seção paralela ao eixo longitudinal; 200 e 1.000X; reativo nital a 2%, observação com luz polarizada. Figura 20 - Seção paralela ao eixo longitudinal de um parafusos mostrando uma trinca por fadiga, originada na raiz da rosca do parafuso, que não se propagou inteiramente até a fratura final do parafuso. À direita da foto estão os dentes do parafuso e na parte superior a linha definida pela superfície de fratura final. Figura 21 - Detalhe ampliado 1.000X da região da ponta da trinca mostrada na Figura 20. Nota-se que a trinca encontra-se alinhada com algumas inclusões presentes nesta região. Reativo Nital a 2% e observação com luz polarizada. (a) (b) Figura 22 - Detalhe ampliado 200 e 1.000X da região de início da trinca mostrada na Figura 20. Também foi percebida a existência de inclusões alongadas com a superfície de fratura da trinca nesta região. Ataque: Nital a 2%, observação com luz polarizada. (a) (b) Figura 23 - Seqüência de fotos mostrando em detalhes a raiz da rosca dos parafusos analisados. Pode-se notar, com maiores aumentos, a orientação da microestrutura e a presença de inclusões alongadas. Ataque: Nital a 2%, observação com luz polarizada; (a) 25X; (b) 50X; (c) 200X; (d) 500X. (c) (d) CONCLUSÕES • Os ensaios mecânicos de tenacidade ao impacto Charpy (Tabela III), indicaram que os parafusos são feitos de um material que possui uma baixa capacidade de resistência à iniciação e propagação de trincas, apesar de possuírem uma boa resistência mecânica (Tabela II), atestada pelos ensaios de tração. Desta análise de falha, pode-se tirar as seguintes conclusões gerais: • O carregamento imposto aos parafusos, ao longo de um mês, atinge uma quantidade de ciclos acima de 10 milhões (Tabela I) o que poderia levar à fadiga destes componentes, caso haja sensibilidade para tal. • As tensões atuantes em fadiga, sobre os parafusos, são severas. Além do carregamento estático da carcaça e do carregamento dinâmico, imposto pelo bombeamento, notou-se a ocorrência de uma vibração, de mesma freqüência que o bombeamento, que impõe componentes de carregamento, inclusive por cisalhamento, que são bastante severos. • Tais vibrações tendem a piorar ao longo do tempo, aumentando o grau de solicitação dos parafusos. Este aumento indica que há uma piora, ou degradação, da integridade estrutural do equipamento. Esta degradação, provavelmente, ocorre na forma de: surgimento de folgas, ruptura de componentes, afrouxamento da fixação dos parafusos, deformação da carcaça na região de enroscamento dos parafusos, etc. • Praticamente todos os parafusos fraturam-se na mesma região, entre a porca e a base de fixação da carcaça, conforme ilustra a Figura 6. • As análises fractográficas a olho nu, ou com pequeno aumento (Figuras 8 a 12) indicaram um processo de ruptura dos parafusos por fadiga. Observou-se que o tipo de carregamento em fadiga é bem distinto entre os parafusos, existindo parafusos que romperam-se em carregamentos mais homogêneos (Figuras 9 e 10), com pequenas alterações de carregamento ao longo de sua vida útil (Figuras 11 e 12) e parafusos que se romperam sob fadiga em carregamentos mais complexos (Figuras 7 e 8). • Os parafusos fraturados apresentam muitas inclusões, muito finas, de sulfetos. Estas inclusões são especialmente frágeis sob tensões de cisalhamento e estão intimamente associadas com o mecanismo de iniciação e propagação das trincas por fadiga nestes parafusos, conforme mostram as micrografias das Figuras 20 a 22. • A microestrutura do material dos parafusos, retirando o fato da presença das inclusões, apresenta-se como sendo de um material que foi conformado mecanicamente (provavelmente laminado), depois temperado e recozido. Portanto, apresenta os seus constituintes finos e homogêneos, ideais para este tipo de aplicação. • A geometria da rosca dos parafusos e o processo de fabricação destes (provavelmente laminação) estão corretos para a aplicação requisitada aos parafusos. • A falha dos parafusos foi devido a fadiga; • A vibração da carcaça introduz modificações (piora) a vida destes componentes; • A diferença entre as propriedades mecânicas dos parafusos (muito duros e resistentes) e da carcaça (que é constituída de um aço mais macio e menos resistente) deve colaborar para o “afrouxamento” da estrutura e criação de vibrações, em conjunto com outros fatores; • O nível médio de carregamento e os tipos de tensões atuantes sobre os parafusos são bem severos, não importando a microestrutura presente; • A presença de inclusões muito finas na estrutura piora a resistência do material à iniciação e propagação de trincas; • As inclusões estão nitidamente associadas com a iniciação e propagação das trincas por fadiga; • Retirando o fato da presença das inclusões, os parafusos seriam adequados para a aplicação em questão. Como conclusões principais, pode-se afirmar que: 4) Estudar uma possível alteração no projeto mecânico da bomba a fim de se prever uma maior quantidade de parafusos de fixação. RECOMENDAÇÕES 1) Analisar, com maior profundidade, o equipamento a fim de entender melhor a origem da vibração para se obter métodos e/ou mecanismos que restrinjam o surgimento desta. A diminuição da vibração deste equipamento irá aumentar a vida útil dos parafusos e dos demais componentes associados. 2) Procurar identificar métodos mais eficazes de fixação dos parafusos, por exemplo: 3) Fazer um estudo, paralelamente aos fatores apontados no item anterior, do melhor tipo de material para os parafusos, verificando-se: a) Propriedades mecânicas – resistência mecânica, dureza, etc. b) Resistência à fratura – Charpy, tenacidade à fratura KIc ou CTOD. c) Resistência à fadiga – curvas S-N (iniciação de trincas) e/ou da/dN versus K (propagação de trincas). c) verificando possíveis melhoras pela alteração da forma de fixação dos parafusos (tamanho e profundidade de rosca, diâmetro, etc.) b) definindo um nível de acabamento superficial e/ou lubrificação e/ou selagem mais adequados para tais parafusos; a) estudando o esforço mecânico adequado para fixação (esforço de aperto inicial ou torque de aperto inicial);
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