Comissão Nacional de Energia Nuclear CENTRO DE DESENVOLVIMENTO DA TECNOLOGIA NUCLEAR

Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia das Radiações, Minerais e Materiais.

“MEDIÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS EM JUNTA SOLDADA COM MATERIAIS DISSIMILARES POR

MEIO DO RUÍDO MAGNÉTICO BARKHAUSEN”

Leonardo Panicali Carlech

Dissertação apresentada ao Curso de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia das Radiações, Minerais e Materiais como requisito parcial à obtenção do Grau de Mestre.

2010

ii

Comissão Nacional de Energia Nuclear CENTRO DE DESENVOLVIMENTO DA TECNOLOGIA NUCLEAR

Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia das Radiações, Minerais e Materiais

MEDIÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS EM JUNTA SOLDADA COM

MATERIAIS DISSIMILARES POR MEIO DO RUÍDO MAGNÉTICO

BARKHAUSEN

Leonardo Panicali Carlech

Dissertação apresentada ao Curso de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia das Radiações, Minerais e Materiais como requisito parcial à obtenção do Grau de Mestre.

Área de concentração: Ciência e Tecnologia dos Materiais - CTMA Linha de Pesquisa: Novos Materiais

Orientador: Prof. Dr. Silvério Ferreira da Silva Junior

Belo Horizonte

2010

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iv

Primeiramente a:

Ao senhor Deus, por ter me dado, uma segunda chance de realizar um grande sonho.

A minha esposa Daniela e filha Beatriz pelo amor e compreensão.

Aos meus pais Moyses e Mariza e irmão Ricardo que jamais deixaram de incentivar a minha

carreira acadêmica.

Aos meus sogros Rodrigo e Maria Emília e cunhados (as) Patrícia, Mônica e Otávio pelo

apoio, carinho e paciência nos momentos difíceis.

v

Agradecimentos Ao meu orientador, Dr. Silvério Ferreira da Silva, amigo e exemplo de sabedoria e

dedicação, por possibilitar o meu crescimento como pessoa e profissional.

Aos doutores do CDTN: Wagner, Jefferson e Denis por dispor de tempo e do laboratório

para a realização dos testes.

Ao pesquisador Doutor do CDTN: Donizete pela contribuição na revisão do trabalho.

Aos técnicos especializados do CDTN: Nirlando, G. Scoralik, Vlamir, Nelson, Antônio, João

Bosco, Messias e Sônia pela presteza e eficiência nos serviços prestados.

A Diretoria, membros da pós-graduação, secretaria e biblioteca do CDTN pelo aprendizado,

competência e suporte durante a realização do meu mestrado.

Aos colegas do SENAI ACR - MG e demais: Gerson, Carlos, Marcos, Adriano, André,

Alisson, Julio, Cláudio, Rosimar, Roziane e Rodrigo.G. pela compreensão, competência e

eficiência nas relações profissionais.

Aos amigos sinceros: Marcos, Fábio, Joel, Múcio, Lucília, Camila, Juscelino, Vanderley,

Nelson, Priscila e Natalia, que tive a honra de conhecer no meu mestrado, e a partir de

então, a oportunidade de conviver de forma muito honrosa e prazerosa.

vi

Se pelo que nos acreditamos lutamos, Seguimos em frente e confiamos,

Muito importante é não parar, Nunca desistir e não desanimar!

Dora Coimbra

vii

MEDIÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS EM JUNTA SOLDADA COM

MATERIAIS DISSIMILARES POR MEIO RUÍDO MAGNÉTICO

BARKHAUSEN

Leonardo Panicali Carlech

RESUMO

Para o aprimoramento da qualidade e confiabilidade dos equipamentos considerados

de grande responsabilidade, existe a necessidade de promover maior controle das

imperfeições que venham a ocorrer durante os diversos processos de fabricação. Dentre eles,

observa-se que nos de soldagem, ocorrem fenômenos físicos e metalúrgicos, termicamente

ativados, que resultam no aparecimento de dois tipos principais de imperfeições: tensões

residuais e distorções geométricas. O estado de tensões residuais distribuídas nas juntas

soldadas representa um fator importante na determinação do valor de carga aplicável e na vida

útil do equipamento, para cada aplicação e está diretamente alinhado com o procedimento de

soldagem envolvido na fabricação. Assim, o monitoramento do estado de integridade do

equipamento, em serviço, deve ser realizado por meio da aplicação regular e periódica de

ensaios não destrutivos, adequados às características das descontinuidades relevantes. Vários

trabalhos demonstram a sensibilidade do ruído magnético Barkhausen como método

complementar de caracterização de materiais ferromagnéticos, na verificação de

características de sua microestrutura, tais como tamanho de grão e fases envolvidas e,

também, para avaliação do teor de carbono, da presença de descontinuidades superficiais,

distribuição de tensões mecânicas e características de resistência à fadiga e fratura. O objetivo

deste trabalho é apresentar um estudo experimental sobre a utilização do método não

destrutivo baseado na análise do Ruído Magnético Barkhausen - RMB para a detecção e

medição de tensões residuais do aço ASTM A 508 de uma junta soldada dissimilar. Para

tanto, foram estabelecidas medidas e análises do RMB Também, foram realizadas medidas

com o furo central. Os resultados obtidos apontam para a viabilidade de aplicação do RMB

como método de END na medição de tensões residuais em juntas soldadas de materiais

dissimilares. Algumas limitações para a aplicação prática do método foram encontradas e são

apresentadas.

Palavras chave: Soldagem, Tensões residuais, Ruído magnético Barkhausen e Furo Central.

MEASUREMENT OF RESIDUAL STRESS IN A DISSIMILAR WELDED

JOINT WITH THE USE OF MAGNETIC BARKHAUSEN NOISE

ABSTRACT

With aim to improve the quality and reliability of great responsibility equipment, it is

necessary to promote higher control over the flaws and discontinuities that could appear

during the fabrication processes. Welding processes involve thermally activated metallurgical

and physical phenomena, resulting in two main types of defects: residual stresses and

geometric distortions. Distributed residual stresses state on welded joints represents an

important factor to the determination of applicable loading and the lifetime of such

equipment, for a particular application and is directly aligned with the welding procedure used

for its fabrication. So, their integrity condition - in service - should be verified by means of

regular and periodic application of nondestructive tests -- NDT, focused into the

characteristics of the relevant flaws. Several studies demonstrate sensibility of magnetic

Barkhausen noise as a complementary method useful to characterize ferromagnetic materials,

to search some of their micro structural properties, such as: grain size and phases, and to

evaluate carbon content, surface discontinuity presence, mechanical stresses distribution, and

fatigue and fracture resistance characteristics. The objective of this work is to present an

experimental study on the usage of magnetic Barkhausen noise – MBN as a nondestructive

method for the detection of residual stresses in a dissimilar ASTM A 508 welded joint.

Correlations were established comparing the stresses values determined by the MBN analysis

with those equivalent ones obtained by means of classical central hole drilling method. The

achieved results pointed out the viability of the application of MBN to measure residual

stresses in dissimilar welded joints. Some limitations for the practical implementation of such

method were found and are mentioned.

Keywords: Welding, Residual Stresses, Magnetic Barkhausen Noise and Hole drilling test.

ix

SUMÁRIO

LISTA DE FIGURAS ............................................................................................................ xii

LISTA DE QUADROS ......................................................................................................... xviii

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

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS .............................................................................. xx

LISTA DE SÍMBOLOS .......................................................................................................... xxi

1 INTRODUÇÃO ....................................................................................................................... 1

1.1 Definição da dissertação e relevância do projeto de pesquisa .............................................. 1

1.2 Objetivo da pesquisa ............................................................................................................. 3

1.3 Organização da pesquisa ...................................................................................................... 4

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................................... 5

2.1 Definição de tensões residuais .............................................................................................. 5

2.2 Fundamentos do ciclo térmico dos processos de soldagem ................................................. 6

2.3 Cálculo da Zona Termicamente Afetada (ZTA) teórica ....................................................... 9

2.4 Conseqüência do ciclo térmico e controle .......................................................................... 10

2.4.1 Conseqüência do ciclo térmico ........................................................................................ 10

2.4.2 Formas de controle da tensão residual ............................................................................. 13

2.5 Histórico mundial de fraturas prematuras de reatores ........................................................ 14

2.6 Métodos de avaliação de tensão residual ............................................................................ 15

2.7 Método magnético .............................................................................................................. 16

2.7.1 Definição do RMB .......................................................................................................... 16

2.7.2 Princípios do RMB .......................................................................................................... 18

2.7.2.1 Domínios magnéticos ................................................................................................... 18

2.7.2.2 Curva de histerese ......................................................................................................... 20

2.7.2.3 Efeito Barkhausen ........................................................................................................ 22

2.7.2.4 Anisotropias Magnéticas .............................................................................................. 27

2.7.3 Características e aplicação do RMB ................................................................................ 27

2.7.4 Dificuldades de aplicação do RMB ................................................................................. 32

2.8 Métodos destrutivos e semi destrutivos .............................................................................. 32

2.8.1 Método do furo central .................................................................................................... 33

2.9. Demais métodos não destrutivos ....................................................................................... 34

2.9.1 Método de difração por Raios X...................................................................................... 35

2.9.2 Método ultra-sônico ......................................................................................................... 35

x

3 METODOLOGIA EXPERIMENTAL .................................................................................. 37

3.1 Seleção dos materiais ......................................................................................................... 37

3.2 Caracterização dos materiais .............................................................................................. 38

3.2.1 Composição Química ...................................................................................................... 38

3.2.2 Ensaios mecânicos ........................................................................................................... 38

3.2.2.1 Ensaio de tração ............................................................................................................ 38

3.2.2.2 Ensaio de dureza ........................................................................................................... 41

3.3 Microestrutura .................................................................................................................... 41

3.4 Corpos de provas ................................................................................................................ 43

3.5 Vigas de isoflexão .............................................................................................................. 45

3.6 Dispositivo de carregamento por flexão ............................................................................. 47

3.7 Equipamento para análise do ruído magnético BARKHAUSEN ...................................... 48

3.8 Determinação dos Parâmetros de Ensaio ............................................................................ 50

3.8.1 Freqüência de magnetização ............................................................................................ 50

3.8.2 Freqüência de análise ...................................................................................................... 51

3.8.3 Tensão de excitação ......................................................................................................... 51

3.9 Calibração do Sistema de Ensaio e Preparação da Junta Dissimilar .................................. 52

3.9.1 Aquisição do ruído magnético Barkhausen ..................................................................... 52

3.9.2 Curvas de Ajuste - RMB x Deformação .......................................................................... 53

3.9.3 Realização da soldagem................................................................................................... 54

3.10 Medição de tensões residuais ........................................................................................... 60

3.11 Microdureza após a soldagem .......................................................................................... 63

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO .......................................................................................... 64

4.1 Composição química .......................................................................................................... 64

4.2 Propriedades mecânicas ...................................................................................................... 65

4.2.1 Microestrutura.................................................................................................................66

4.3 Resultados pelo método RMB ............................................................................................ 68

4.3.1 Campo magnético de excitação ....................................................................................... 68

4.3.2 Medições do ruído magnético Barkhausen no corpo de prova CP 05 A ......................... 68

4.3.3 Medições antes da soldagem - Direção longitudinal - Linha 1. ...................................... 69

4.3.4 Medições antes da soldagem - Direção Transversal - Linha 1. ....................................... 70

4.3.5 Medições antes da soldagem - Direção longitudinal - Linha 3 ....................................... 72

4.3.6 Medições antes da soldagem - Direção Transversal - Linha 3 ........................................ 74

4.3.7 Medições depois da soldagem - Direção longitudinal - Linha 3. .................................... 75

xi

4.3.8 Medições depois da soldagem - Direção transversal - Linha 3 ....................................... 77

4.4. Comparação dos resultados antes e após a soldagem - CP 05 A - Linha 3. ...................... 79

4.4.1 Direção longitudinal ........................................................................................................ 79

4.4.2 Direção transversal .......................................................................................................... 80

4.4.3 Comparação dos resultados antes e após a soldagem - CP 05 A - Colunas 10, 17,

24.............................................................................................................................................81

4.5 Calibração do sistema de ensaio ......................................................................................... 84

4.6 Resultados dos ensaios de tensões residuais ...................................................................... 85

4.6.1 Método do furo central e RMB ....................................................................................... 85

4.7 Macrografia após a soldagem. ............................................................................................ 88

4.7.1 Microdureza após a soldagem ......................................................................................... 90

5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES ............................................................................. 93

REFERÊNCIAS ....................................................................................................................... 94

ANEXOS .................................................................................................................................. 99

ANEXO A - RELATÓRIO DO MATERIAL ASTMA 508 .................................................... 99

ANEXO B- RELATORIO DO MATERIAL AISI 316 L ...................................................... 100

ANEXO C - RELATORIO DIMENSIONAL - TRAÇÃO ................................................... 101

ANEXO D - RELATORIO DO ENSAIO DE TRAÇÃO - CP 01 e 02 ................................ 103

ANEXO D1 - RELATORIO DO ENSAIO DE TRAÇÃO - CP 03 ...................................... 105

ANEXO E - RELATORIO DE DUREZA - HV .................................................................... 107

ANEXO F - RELATORIO DE ALIVIO DE TENSÃO ASTM A508- ................................ 108

ANEXO G - DUREZA SOLDA DISSIMILAR .................................................................... 111

ANEXO H - PROCEDIMENTO DE PREPARAÇÃO DAS AMOSTRAS .......................... 112

xii

LISTA DE FIGURAS

FIGURA 1 Diagrama de usina nuclear do tipo PWR. ................................................................ 1

FIGURA 2 Desenvolvimento de tensões residuais longitudinais durante a soldagem. ............ 8

FIGURA 3 Distribuição típica completa de tensões residuais em solda de topo. ..................... 9

FIGURA 4 Detalhe da Junta soldada dissimilar de gerador de vapor em construção envolvendo os materiais ASTM A 508 e AISI 316L. .............................................................. 11

FIGURA 5 Gerador de vapor em construção na NUCLEP - Peso individual: 335 toneladas. 12

FIGURA 6 Apresentação geral do Ruído Magnético Barkhausenn. ....................................... 16

FIGURA 7 Sistema básico para a geração do RMB. ............................................................... 17

FIGURA 8 Movimento das fronteiras de domínio para favorecer o alinhamento e crescimento dos domínios em função do campo magnético aplicado. (a) Ausência de campo magnético. (b) Presença de um fraco campo magnético. (c) Presença de um forte campo magnético ocasionando o alinhamento dos domínios. ............................................................................... 19

FIGURA 9 Estrutura de uma fronteira de domínio de 180º. ................................................... 20

FIGURA 10 Curva de magnetização característica de um material ferromagnético .............. 21

FIGURA 11 Curva de histerese e o comportamento dos domínios magnéticos em cada estágio do ciclo. ........................................................................................................................ 22

FIGURA 12 Curva de Histerese para material ferromagnético destacando as descontinuidades que produzem o ruído magnético Barkhausen. ........................................................................ 23

FIGURA 13 Alteração dos movimentos das paredes dos domínios magnéticos devidos a tensões mecânicas de tração e compressão. .............................................................................. 24

FIGURA 14 Campo magnético aplicado (H) e o ruído magnético Barkhausen (RMB) resultante durante dois ciclos completos de magnetização em um material ferromagnético. .. 25

FIGURA 15 RMB gerado em resposta a aplicações de tensões numa viga em flexão. ........... 29

FIGURA 16 RMB para a avaliação de dureza ......................................................................... 29

FIGURA 17 Comportamento do RMB na caracterização de anisotropia mecânica em chapas de aço laminadas. ...................................................................................................................... 30

xiii

FIGURA 18 Comparação entre a curva de tensão-deformação de um aço ASTM 1070 e o coeficiente de anisotropia magnética (k). ................................................................................. 30

FIGURA 19 Corpos de prova de tração instrumentados com extensômetros de dois elementos tipo roseta-NFCA-1-11-TN. ..................................................................................................... 39

FIGURA 20 Extensômetros de dois elementos tipo NFCA-1-11-TML................................... 40

FIGURA 21 Amostra do aço ASTM A 508 Grau 3 Classe 1 utilizado com as respectivas medidas seleecionadas para os ensaios...................................................................... 41

FIGURA 22 Metodologia de preparação de amostras de acordo com a norma ASTM E 3. ... 42

FIGURA 23 Corpos de prova preparados com as respectivas identificações de acordo com a norma ASTM E 3. .................................................................................................................... 42

FIGURA 24 Amostras metalográficas para a micrografia – Faces A, C e F, respectivamente. .................................................................................................................................................. 43

FIGURA 25 Croqui das medições da pesquisa do aço ASTM A 508. .................................... 45

FIGURA 26 Desenho esquemático das vigas de isoflexão utilizadas com a posição das rosetas e da sonda Barkhausen para a calibração. ................................................................................ 46

FIGURA 27 Viga do material A 508 no dispositivo de carregamento por flexão. .................. 47

FIGURA 28 Sistema para análise do ruído magnético Barkhausen. ....................................... 48

FIGURA 29 Apresentação do software do RMB. .................................................................... 49

FIGURA 30 Software com apresentação de todos os parâmetros detectados do RMB. .......... 49

FIGURA 31 Sonda utilizada nos experimentos, montada no gabarito de posicionamento. .... 50

FIGURA 32 Faixa de freqüência de análise do RMB demonstrada no software do equipamento utilizado. ............................................................................................................. 51

FIGURA 33 Montagem para medição do campo magnético de excitação do RMB. .............. 52

FIGURA 34 Junta dissimilar preparada para a realização da soldagem. ................................. 55

FIGURA 35 Etapa do amanteigamento com o total de 18 passes ............................................ 56

FIGURA 36 Processo de esmerilhamento do revestimento do bisel........................................ 56

FIGURA 37 Bisel esmerilhado e preparado. ............................................................................ 56

FIGURA 38 Junta dissimilar no gabarito fixada evitando maiores distorções geométricas. ... 57

FIGURA 39 Junta dissimilar com os passes de raiz realizados. .............................................. 58

FIGURA 40 Junta dissimilar com os passes de enchimento. ................................................... 59

FIGURA 41 Junta dissimilar soldada. ...................................................................................... 60

FIGURA 42 Junta soldada após a instalação das rosetas ......................................................... 62

FIGURA 43 Detalhamento dos extensômetros elétricos .......................................................... 62

FIGURA 44 Croqui do corpo de prova com as rosetas instaladas e a sonda Barkhausen indicando as direções de medição: longitudinal (L) e transversal (T). ..................................... 62

FIGURA 45 Equipamento utilizado para as medições de tensões residuais pelo método do furo central.. .............................................................................................................................. 63

FIGURA 46 Micrografia da microestrutura de uma amostra retirada da seção longitudinal do material - Face superior (A) - com aumento de 150X – Reativo NITAL 2%. ......................... 66

FIGURA 47 Micrografia da microestrutura de uma amostra retirada da seção transversal do material - Face lateral C - com aumento de 150 X -– Reativo NITAL 2%. ............................ 67

FIGURA 48 Micrografia de revelação da microestrutura de uma amostra retirada da seção transversal do material forjado - Face da espessura (F) - com aumento de 150 X. .................. 67

FIGURA 49 Campo magnético aplicado em função da tensão de excitação no núcleo de excitação transversal (a) e longitudinal (b) da sonda. .............................................................. 68

FIGURA 50 Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 1 na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem. ....... 69

FIGURA 51 Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) obtidos para a linha 1 na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem. .................................................................................................................... 69

FIGURA 52 Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 1 na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem. ................................... 70

FIGURA 53 Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 1 na direção paralela ao chanfro (transversal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem. ..................................... 71

FIGURA 54 Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) para a linha

xv

1 na direção paralela ao chanfro (transversal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem. .................................................................................................................................................. 71

FIGURA 55 Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 1 na direção paralela ao chanfro (transversal) do corpo de prova CP 05 A, antes da soldagem. .................................... 72

FIGURA 56 Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A, antes da soldagem. ...... 72

FIGURA 57 Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem. ............................................................................................................................. 73

FIGURA 58 Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A, antes da soldagem. .................................. 73

FIGURA 59 Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro (transversal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem. ..................................... 74

FIGURA 60 Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) para a linha 3 na direção paralela ao chanfro (transversal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem. .................................................................................................................................. 74

FIGURA 61 Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro (transversal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem. ..................................... 75

FIGURA 62 Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A depois da soldagem. .................................................................................................................................. 76

FIGURA 63 Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal)do CP 05 A, depois da soldagem. ............................................................................................................................. 76

FIGURA 64 Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A depois da soldagem. ...... 77

FIGURA 65 Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do corpo de prova CP 05 A depois da soldagem. ........ 77

FIGURA 66 Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A depois da soldagem. ............................................................................................................................. 78

FIGURA 67 Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do corpo de prova CP 05 A depois da soldagem. ........ 78

xvi

FIGURA 68 Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A antes e depois da soldagem. .................................................................................................................................. 79

FIGURA 69 Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A antes e depois da soldagem. .................................................................................................................................. 80

FIGURA 70 Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 10, na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A antes e após a soldagem. .................................................................................................................................. 81

FIGURA 71 Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 17, na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A antes e após a soldagem. .................................................................................................................................. 81

FIGURA 72 Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 24, na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A e após a soldagem. .................................................................................................................................. 82

FIGURA 73 Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 10, na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A antes e após a soldagem. .................................................................................................................................. 82

FIGURA 74 Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 17, na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A antes e após a soldagem. .................................................................................................................................. 82

FIGURA 75 Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 24, na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A - antes e após a soldagem. .................................................................................................................................. 83

FIGURA 76 Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a curva de calibração do RMB, na direção equivalente à perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A .................................................................................................................................................. 84

FIGURA 77 Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a curva de calibração do RMB, na direção equivalente à paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A antes e após a soldagem. ....................................................................................................................... 84

FIGURA 78 Junta dissimilar soldada com espessura de 12,7mm seccionada para a preparação da macrografia. ......................................................................................................................... 88

FIGURA 79 Seções selecionadas para a realização da macrografia e microdureza da ZTA da junta dissimilar. . ...................................................................................................................... 89

FIGURA 80 (a) Macrografia da solda da seção I e (b)-Macrografia da solda da seção M

xvii

(ASTM E3, 2007). .................................................................................................................... 90

FIGURA 81 Perfil de microdureza Vickers (HV 0,1) da seção I - região da solda entre o limite da linha de fusão (LF) até 15 mm no metal base – ASTM A 508. ................................ 91

FIGURA 82 Perfil de microdureza Vickers (HV 0,1) da seção M - região da solda entre o limite da linha de fusão (LF) até 15 mm no metal base – ASTM A 508. ................................ 91

LISTA DE QUADROS QUADRO 1 - Métodos para aliviar as tensões residuais ......................................................... 13 QUADRO 2 - Algumas técnicas para a medição de tensões residuais. ................................... 15

xix

LISTA DE TABELAS

TABELA 1 Valores das propriedades térmicas de ligas de engenharia selecionados. .............. 7

TABELA 2 Valores da profundidade de pele para diferentes frequencias de excitação ......... 26

TABELA 3 Características dos extensômetros utilizados para a determinação do coeficiente de Poisson do aço ASTM A 508 ............................................... Erro! Indicador não definido.

TABELA 4 Características das rosetas utilizadas nas vigas de isoflexão do aço ASTM A 508. .................................................................................................................................................. 46

TABELA 5 Parâmetros de soldagem utilizados no amanteigamento do bisel da chapa de aço ASTM A 508 ............................................................................................................................ 55

TABELA 6 Parâmetros de soldagem utilizados na raiz da junta de materiais dissimilares ..... 57

TABELA 7 Parâmetros de soldagem utilizados no enchimento da junta de materiais dissimilares ............................................................................................................................... 58

TABELA 8 Parâmetros de soldagem utilizados no acabamento da junta de materiais dissimilares. .............................................................................................................................. 59

TABELA 9 Características das rosetas utilizadas nas medições de tensões residuais na junta dissimilar. ................................................................................................................................. 61

TABELA 10 Composição química do aço ASTM A 508 analisado ........................................ 64

TABELA 11 Propriedades mecânicas do aço ASTM A 508 ................................................... 65

TABELA 12 Resultados para o método do furo central .......................................................... 86

TABELA 13 Resultados para o método do Ruído Magnético Barkhausen ............................. 86

xx

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

APM=.Anisotropia de Permeabilidade Magnética

ASTM = American Society for Testing and Materials

BWR = Boiler Water Reactor

CST = Corrosão Sob Tensão

CDTN = Centro de Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear

END = Ensaios Não Destrutivos

ER = Eletrodo Revestido

FBTS = Fundação Brasileira de Tecnologia da Soldagem

FWHM = Full Width at Half Maximum

GTAW = Gas Tungsten Arc Welding

GVs = Geradores de Vapor

LF = Linha de fusão

LWR = Light-Water Reactor

NUCLEP = Nuclebras Equipamentos Pesados S.A.

PWHT = Post Welding Heat Treatment

PWR = Pressurized Water Reactor

PWSCC = Primary Water Stress corrosion Cracking

RMB = Ruído Magnético Barkhausen

RMM = Ruído Magnético Mecânico

RMS = Root Mean Square

SMAW = Shielded Metal Arc Welding

TWC = Transformada Wavelet Contínua

USP = Universidade de São Paulo

VVER = Vodo-Vodyanoi Energetichesky Reactor

ZF = Zona de fusão.

ZTA = Zona Termicamente Afetada

xxi

LISTA DE SÍMBOLOS

% w = Percentual em massa do elemento químico

= Coeficiente de dilatação linear

δ = Profundidade de pele

= Coeficiente de Poisson

= Deformação.unitária

0 = Parâmetro de ajuste

d = parâmetro de ajuste

0 = Permeabilidade no vácuo

r = Permeabilidade relativa

= rendimento

ρ = Densidade do material (g/mm3)

= Condutividade elétrica do material

= Rendimento térmico do processo de soldagem

m = Tensão mecânica no material

A1 = Parâmetros de ajuste

A2 = Parâmetros de ajuste

B = Indução magnética

Cp = Calor específico do metal – estado sólido (J/g °C)

CE = Carbono Equivalente

e = número de Euler

E = Módulo de Elasticidade

f = freqüência do campo magnético de excitação

H = Intensidade do campo magnético

H input = Energia térmica de soldagem (J/s mm)

HC = Força coerciva

I = Corrente elétrica

k = Coeficiente de anisotropia

K = Fator de conversão do extensômetro

KAC = Constante acustoelástica do material

l0 = Comprimento inicial

l = Dilatação térmica

xxii

M = Magnetização

n = Número de medidas realizadas

t = Espessura do metal de base (mm)

T = Temperatura do material em um determinado instante

T = Variação de temperatura

TE = Tensão elétrica

Tm = Temperatura de fusão (°C) do material

T0 = Temperatura inicial (°C)

Tp = Temperatura de austenitização (°C) a distância Y (mm) da poça de fusão da solda

VPW = Tensão de alimentação da ponte de Wheatstone

VPW = Diferença entre a leitura devida a um determinado carregamento e a leitura inicial

indicada pela ponte de Wheatstone

V = Velocidade da onda ultra-sônica no material na presença de uma tensão mecânica

V0 = Velocidade da onda ultra-sônica no material sem a presença de tensões mecânicas

Vi = valor da voltagem medido em um determinando instante.

Vs = Velocidade de Soldagem

VRMS = valor médio quadrático do RMB em Volts.

Wp = Frequência de ruído

Y = Largura teórica (mm) da zona térmicamente afetada

VRMBmáx = Valor máximo do Ruído Magnético Barkhausen

1

1 INTRODUÇÃO

1.1 Definição da dissertação e relevância do projeto de pesquisa

De maneira geral, os vasos de pressão instalados em reatores de usinas nucleares LWR

ocidentais em operação são construídos com aços ferríticos de baixa liga, tais como: ASTM A

533 - Grau B (Fe-0,25C-1,5Mn-0,4Si-0,6Mo-0,7Ni) e ASTM A 508 (Fe–0,25C–0,3Cr–0,3Si–

0,75Ni–0,75Mn–0,6Mo) (KLUEH, NELSON, 2007). Estes aços possuem como propriedades

mecânicas principais, alta tenacidade e alta resistência mecânica. Além disso, possuem boas

características de soldabilidade. Para a maioria dos vasos de pressão utilizam-se chapas

forjadas ou laminadas, com espessuras que variam entre 200mm e 300mm, unidas por meio

de soldagem.

O diagrama construtivo simplificado de uma usina nuclear PWR é apresentado na FIG.1.

As condições típicas de operação dos reatores de tais usinas são: pressão de operação de

aproximadamente 7MPa (BWR) e 15MPa (PWR); temperatura de trabalho de 288ºC.

FIGURA 1- Diagrama de usina nuclear do tipo PWR.

FONTE: BRASIL, 2009.

Devido às severas condições de operação, aliadas às rigorosas exigências de segurança, ações

de engenharia são constantemente requeridas para avaliar a integridade estrutural dos

2

equipamentos das centrais em atividade. O controle das tensões residuais durante a fabricação

desses componentes e durante sua operação, para evitar a aceleração dos processos de

corrosão sob tensão, evitando assim, maiores avarias de forma precoce da estrutura, é um

exemplo de ação (EPRI, 2008). A evolução dos materiais e técnicas construtivas,

empregáveis, por exemplo, no desenvolvimento de novos reatores, que deverão operar com

pressões e temperaturas mais elevadas que os atuais (para a geração de vapor) conduz à

necessidade de desenvolvimento e aprimoramento de metodologias e procedimentos para a

avaliação de integridade estrutural. Neste contexto, observa-se hoje que o conhecimento

prévio das tensões atuantes na estrutura e componentes precisa ser levado em conta, inclusive

para a aplicação dos métodos de Ensaios não Destrutivos (END).

A partir de 1990, observa-se maior interesse na medição de tensões residuais em estruturas e

componentes que empregam processos de soldagem em sua construção, envolvendo ainda os

processos de manutenção preditiva, preventiva e corretiva. Os principais segmentos da

indústria envolvidos estão nos setores petroquímico, nuclear, automotivo e aeroespacial. Para

a utilização de equipamentos em processos de grande responsabilidade, ensaios não

destrutivos como por exemplos ultrassom, partículas magnéticas e correntes parasitas são

fundamentais para o acompanhamento de sua degradação e verificação de sua integridade

estrutural (BECKER et al, 1997).

Na utilização destes tipos de equipamentos de grande responsabilidade, na etapa do controle

da qualidade, os ensaios não destrutivos são fundamentais para o acompanhamento e

verificação de sua integridade estrutural. Métodos acústicos e eletromagnéticos têm sido

utilizados de forma expressiva para essa finalidade, tanto para a detecção e caracterização de

descontinuidades estruturais como também para a caracterização da microestrutura dos

materiais envolvidos e avaliação de tensões residuais e aplicadas aos mesmos (LU, 1996).

Dentre todos, o ensaio magneto elástico, que se baseia na análise do ruído magnético

Barkhausen (RMB), apresenta um grande potencial de aplicações, como a possibilidade de

caracterizar os materiais de interesse e para a determinação da presença, natureza e valor de

tensões residuais atuantes nos mesmos. Para avaliação das tensões residuais com a utilização

do método magneto elástico (RMB) em campo é de fundamental importância a análise do

ruído magnético gerado como resposta ao estímulo dado ao material (SILVA JR., 2005).

O aço utilizado nos estudos apresenta características microestruturais diferentes dos aços

3

normalmente utilizados na fabricação de componentes estruturais, devido ao seu processo de

fabricação. Este fato, aliado ao uso deste material em componentes do circuito primário de

reatores nucleares, torna interessante a busca de novos métodos para o estudo da evolução de

tensões residuais tanto durante a soldagem desses componentes como durante a sua vida

operacional. Outro aspecto importante ligado ao trabalho é que, em estudos de processos de

degradação realizados em laboratório, o acompanhamento das tensões residuais geradas

durante a fabricação de modelos para estudo, como o de um bocal de linha de surto de

pressurizador contendo soldas de materiais dissimilares, é importante (CDTN RT, 2010).

Uma das principais dificuldades para a utilização do método de ensaio não destrutivo

magneto elástico é o desenvolvimento de uma metodologia de ensaios, que possibilite o seu

uso de forma a garantir a reprodutibilidade dos resultados dentro dos limites do método. Para

isso, além da metodologia de testes, preocupou-se em obter-se um corpo de prova fabricado

de maneira similar a um bocal de pressurizador utilizado para estudos de corrosão sob tensão,

segundo procedimentos de soldagem similares, de forma a permitir a reprodução do corpo de

prova e dos experimentos.

1.2 Objetivo da pesquisa

O principal objetivo do trabalho é estabelecer uma correlação entre o estado de tensões

residuais atuante em uma junta soldada de materiais dissimilares, produzida a partir dos aços

ASTM A 508 e AISI 316L utilizados em componentes do circuito primário de centrais

nucleares PWR e o padrão do ruído magnético Barkhausen correspondente. O estudo é

realizado no material ferrítico, o aço ASTM A 508, antes da realização da solda dissimilar e

após a realização da mesma, de forma a possibilitar a associação da variação das

características do ruído magnético Barkhausen ao longo do cordão de solda com as tensões

residuais atuantes em diferentes estágios da fabricação da junta.

Os resultados obtidos por meio da análise do ruído magnético são comparados com os obtidos

pelo método do furo central, padronizado internacionalmente.

4

1.3 Organização da pesquisa

O presente trabalho está organizado como apresentado a seguir:

No Capítulo 2 faz-se uma revisão dos fundamentos das tensões residuais, o comportamento

do ciclo térmico durante a etapa de soldagem junto com o controle das formas de tensões

residuais em reatores nucleares com o histórico de algumas fraturas prematuras. Descreve-se

ainda a metodologia de avaliação de tensões residuais com suas características, aplicações e

limitações. Por fim, apresenta-se o método de medição de tensões residuais do furo central,

baseado na Norma ASTM E 837-08 (ASTM E 837-08, 2010a).

No Capítulo 3 descreve-se a metodologia experimental do trabalho envolvendo: A seleção dos

materiais a serem utilizados; a caracterização do material de interesse para o uso da análise do

ruído magnético Barkhausen como método para avaliação de tensões residuais abordando a

sua composição química, suas propriedades mecânicas e as características de sua

microestrutura; a definição e fabricação dos corpos de prova para ensaio e para a calibração

do sistema de ensaio, definição da sonda/sensor a ser utilizado e projeto e fabricação de

gabaritos e suportes necessários para posicionar a sonda - sensor utilizado nas medições; a

determinação dos parâmetros de ensaio; a calibração do sistema de ensaio; a aquisição dos

sinais referentes ao ruído magnético Barkhausen em pontos definidos do corpo de prova de

testes e a realização dos ensaios de tensões residuais pelo método do furo central.

No capítulo 4 são apresentados os resultados obtidos e as discussões correspondentes.

Finalmente, no capítulo 5, são apresentadas as conclusões da pesquisa e recomendações para

o desenvolvimento de trabalhos futuros.

5

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Definição de tensões residuais

O processo de fadiga de uma estrutura ou de um componente mecânico não é devido apenas à

aplicação de carga externa de modo contínuo e / ou intermitente, dependendo também do

estado da superfície e das tensões residuais presentes. Logo, o estado de tensões residuais é

um importante parâmetro a ser considerado na avaliação de um material, podendo ter efeito

negativo ou positivo em seu desempenho, dependendo da situação.

A definição de tensões residuais refere-se ao sistema de tensões presentes em um material ou

componente estrutural sem a aplicação de um carregamento externo ou existência de

gradientes de temperatura, que possui como referência o limite de escoamento do material.

Caso as tensões residuais estejam além do limite de escoamento em algum pequeno elemento

de volume do material, este elemento se deformará plasticamente, até que as tensões locais se

reduzam à tensão de escoamento.

As tensões residuais são causadas por deformações elasto-plásticas heterogêneas, ou seja,

deformações distribuídas não uniformemente ao longo do volume do material. As

deformações elásticas podem ser causadas por transformações de fase, por contração ou

expansão térmica anisotrópica. As deformações plásticas podem ser induzidas no material por

gradientes de temperatura, produzidos em processos de fabricação como soldagem e

sinterização, por tratamentos térmicos, por processos de conformação mecânica, usinagem e

corte, e também pela presença de concentradores de tensões (KOZACZEK et al., 1994).

O estado local de tensões residuais em um material é o resultado da superposição de três tipos

de tensões (KOZACZEK, et al., 1994).

a) Tensões residuais homogêneas macroscópicas de primeiro tipo que são tensões de

longo alcance, distribuídas sobre um volume de vários grãos de um material.

b) Tensões residuais homogêneas microscópicas de segundo tipo que são tensões de

curto alcance, variando no interior de um grão ou partícula de segunda fase,

6

originárias de interações elásticas / plásticas entre grãos ou fases.

c) Tensões residuais homogêneas submicroscópicas de terceiro tipo que são tensões

submicroscópicas originárias de imperfeições na rede, possuindo um alcance menor

do que poucas distâncias atômicas.

A conexão entre esses três tipos de tensões residuais acontece depois da deformação plástica

de forma localizada do material que surge após liberação da carga e / ou gradiente térmico

atuante no sistema. Logo, micro-tensões de tração e compressão do segundo e terceiro tipos

são geradas, devido a não homogeneidade do limite de escoamento localizado do material

resultante da somatória da macro-tensões do primeiro tipo.

A maior parte dos processos de fabricação e tratamentos térmicos submetidos aos materiais

gera tensões residuais do primeiro tipo, ou seja, de longo alcance. Como exemplo tem-se:

Soldagem, brasagem, usinagem, fundição, conformação mecânica, têmpera, metalização e

caldeamento. Tensões residuais de segundo tipo são encontradas em ligas multifásicas ou em

materiais compostos onde as diferenças entre as propriedades térmicas e elásticas dos

constituintes ocasionam deformações heterogêneas. Tensões residuais de terceiro tipo

normalmente acompanham as tensões residuais de primeiro e segundo tipos, pois a

deformação plástica, transformação de fase ou recristalização mudam a densidade e o arranjo

dos defeitos da rede.

2.2 Fundamentos do ciclo térmico dos processos de soldagem

O ciclo térmico envolvido nos processos de soldagem é bastante complexo e resulta na

formação de tensões residuais na região da junta e distorções na estrutura soldada.

Quando um material é aquecido, suas dimensões aumentam proporcionalmente à variação de

temperatura )( 0TTT , o que é descrito pela equação de dilatação térmica:

Tll 0 (1)

7

Onde: )( l é a dilatação térmica; )( 0l comprimento inicial e )( é o coeficiente de dilatação

térmica linear. Para pequenos intervalos de temperatura, )( pode ser considerado como

constante.

Se um objeto for aquecido e resfriado de modo uniforme e não existirem restrições às suas

variações dimensionais, não resultam efeitos mecânicos importantes, isto é, após o ciclo

térmico, o objeto não deverá apresentar nem tensões residuais nem distorções. Contudo, se a

variação de temperatura não for uniforme ao longo da peça ou a mesma não puder se expandir

ou contrair livremente durante o ciclo térmico, tensões residuais e/ou distorções podem se

desenvolver (MODENESI, 2008). Na TAB. 1 são apresentadas algumas propriedades

importantes de materiais estruturais, de interesse para este trabalho.

TABELA 1

Valores das propriedades térmicas de ligas de engenharia selecionados.

LIGAS DENSIDADE

(Kg/m3) à 1000C

CALOR

ESPECÍFICO

(KJ / Kg. K)

à 1000C

CONDUTIVIDADE

TÉRMICA

(W/ m.K)

à 1000C

COEFICIENTE

DE EXPANSÃO

TÉRMICA )(

5380C, 10-6/ 0C

Inoxidavel

Austenitico –

Cromo -Niquel

7.800 – 8.000 0.46 – 0.50 18.7 – 22.8 1.700 – 1.920

Inoxidavel

Ferritítico - Cromo 7.800 0.46 – 0.50 24.4 – 26.3 1.120 – 1.210

Inoxidavel

Martensítico -

Cromo

7.800 0.42 – 0.46 28.7 1.160 – 1.210

Aço Carbono 7.800 0.48 60 1.170

FONTE: TSAI; TSO, 1996.

Nos processos de soldagem, as tensões residuais se originam devido ao aquecimento

localizado do material, produzido pela fonte de calor utilizada no processo de soldagem,

gerando uma distribuição de temperatura não uniforme no material que se altera

8

continuamente durante o intervalo de tempo em que durar a operação de soldagem.

Dependendo de aspectos como tipo de material, geometria da junta soldada, tamanho do

componente, seqüência de soldagem, dentre outros, as tensões residuais que se originam no

material poderão apresentar desde padrões de distribuição simples até padrões de distribuição

extremamente complexos. Para o caso de uma junta soldada podem-se distinguir as tensões

residuais em:

a) Contração no resfriamento de regiões diferentemente aquecidas e plastificadas

durante a realização da soldagem (“shrinkage residual stresses”);

b) Resfriamento superficial mais intenso (“quenching residual stresses”) e;

c) Transformação de fases.

Na FIG. 2 é ilustrado o desenvolvimento de tensões devido ao aquecimento não uniforme de

uma junta soldada (MODENESI, 2008).

FIGURA 2 - Desenvolvimento de tensões residuais longitudinais durante a soldagem. FONTE: MODENESI, 2008.

Na seção AA', muito distante da poça de fusão e ainda não aquecida pela fonte de calor, não

existem variações de temperatura e o material ainda está isento de tensões. Na seção BB',

junto à poça de fusão, o material aquecido tende a se expandir sendo, contudo, restringido

pelas regiões mais frias da peça, gerando, assim, tensões de compressão em regiões próximas

à ZF e tensões de tração nas regiões um pouco mais afastadas. Quando o seu limite de

escoamento é atingido, o material aquecido deforma-se plasticamente em compressão. Na

poça de fusão, como o material está no estado líquido, as tensões são nulas.

9

Com o resfriamento e após a solidificação da solda, o material passa a se contrair, sendo

novamente, impedido pelas regiões mais frias e afastadas da solda. Assim, na seção CC'

surgem tensões de tração junto ao cordão e de compressão nas regiões mais afastadas. Estas

tensões aumentam de intensidade levando ao escoamento da região aquecida. Após o

resfriamento completo, seção DD', as tensões residuais no centro da solda chegam a níveis

próximos ao limite de escoamento do material e existe uma distribuição de tensão similar à

apresentada na FIG. 3 (MASUBUCHI, 1993).

FIGURA 3 - Distribuição típica completa de tensões residuais em solda de topo. (a) Sistemas de tensão. (b) Tensões residuais longitudinais formadas ao longo da direção transversal (y). (c) Tensões transversais – linha tracejada significa que a solda faz parte de uma estrutura e está sujeita a tensões de reação – Situação do estudo. FONTE: MASUBUCHI, 1993.

2.3 Cálculo da Zona Termicamente Afetada (ZTA) teórica

Pode-se calcular a largura da zona termicamente afetada (ZTA) de forma teórica (ver EQ.2)

10

(TSAI; TSO, 1996), gerando uma estimativa de possíveis concentrações de tensões residuais

de tração ao longo da ZTA da junta soldada antes da realização da soldagem com a utilização

de um procedimento e soldador qualificados.

00

113,41

TTHinput

YtC

TTp m

p

(2)

Sendo:

Y: Largura teórica (mm) da zona termicamente afetada.

Tp: Temperatura de austenitização (°C) a distancia Y (mm) da poça de fusão da solda.

T0: Temperatura inicial (°C).

Tm: Temperatura de fusão (°C) do material.

H input: Energia térmica de soldagem (J/s mm).

ρ: Densidade do material (g/mm3).

Cp: Calor específico do metal – estado sólido (J/g° C).

t: Espessura do metal de base (mm).

Quando o componente soldado apresenta uma grande espessura e conseqüentemente, uma

grande ZTA (superior a 25mm), as tensões residuais na direção da espessura (Z) e a variação

das tensões em outras direções com a espessura podem se tornar bastante significativas

(GUNNERT,1958).

2.4 Conseqüência do ciclo térmico e controle

2.4.1 Conseqüência do ciclo térmico

As juntas soldadas de materiais dissimilares são encontradas em centrais nucleares em

componentes como geradores de vapor (GVs) e pressurizadores. Nesses casos, os bocais de

entrada e saída da água, de aço carbono (ASTM A 508 em Angra 1), são unidos às tubulações

11

de aço inoxidável AISI 316L do circuito primário pelo processo de soldagem. Tais materiais

apresentam diferenças em sua condutividade térmica e nos coeficientes de expansão térmica,

gerando um ciclo térmico complexo difícil de ser controlado. Como metais de adição para a

realização da soldagem são usadas ligas de níquel que apresentam características como

elevada resistência mecânica e resistência à corrosão, aliadas a um coeficiente de expansão

térmica de valor intermediário. Entretanto, essas ligas são susceptíveis ao fenômeno de

corrosão sob tensão, principalmente, em altas temperaturas de trabalho em meio aquoso

(LEE; KUO, 1999). Detalhe de uma junta soldada envolvendo os materiais ASTM A 508 e

AISI 316 em gerador de vapor pode ser observado na FIG. 4.

FIGURA 4 - Detalhe de uma junta soldada dissimilar de gerador de vapor em construção envolvendo os materiais ASTM A 508 e AISI 316L. FONTE: BRASIL, 2009.

Apesar da existência de estudos de mecanismos de falha por CST da liga de níquel dos metais

de solda 82 e 182 que foram utilizados na pesquisa, não há um completo entendimento devido

à sua complexidade. Geralmente é aceito que a susceptibilidade a CST depende da quantidade

de carbono na liga, presença de carbonetos nos contornos de grão e da microestrutura

(MOCHIZUKI, 2006).

A fissuração por CST em ambiente do circuito primário de um reator de água pressurizada –

PWR, conhecida como PWSCC, consiste na degradação para a qual concorrem a presença de

ambiente agressivo, de tensões de tração e a suscetibilidade dos materiais (KOZACZEK, et al.

12

1994). Na usina nuclear de Angra 1 verifica-se o emprego das ligas de níquel 182/82 em

componentes, como por exemplo, nas soldas dissimilares dos bocais do pressurizador e do

gerador de vapor (SCHVARTZMAN, et al., 2009).

Em outro estudo de susceptibilidade de trinca de corrosão sob tensão de reatores a água

pressurizada - circuito primário contaminado com baixos níveis de sulfato a 292ºC, com a

utilização de junta dissimilar envolvendo os aços A508-309L ou 308L - como soldado e após

tratamento para alívio de tensões, observou-se uma interface complicada austenítica-ferrítica

com mudanças micro-estruturais, dependentes da temperatura de pós - aquecimento, sua

duração e da composição química dos dois metais, gerando mudanças nas propriedades

mecânicas (LI; CHARLES; CONGLETON, 2000).

Os aços ferríticos de baixo cromo são utilizados na fabricação de reatores e geradores de

vapor porque possuem resistência mecânica a temperaturas de trabalho elevadas e limitações

no processo de corrosão, porém devem ser readequados para a utilização dos reatores de

fissão da próxima geração, devido a influência da maior liberação de energia dos nêutrons

associado à fissão nuclear (KLUEH; NELSON, 2007). Um detalhe de gerador de vapor, com

casco fabricado a partir do aço ASTM A 508 pode ser observado na FIG. 5.

FIGURA 5 - Gerador de vapor em construção na NUCLEP - Peso individual: 335 toneladas. FONTE: BRASIL, 2009.

13

2.4.2 Formas de controle da tensão residual

Em relação aos métodos de controle das tensões residuais geradas durante e após a realização

da soldagem, dentre eles, o método mais utilizado é o tratamento térmico de alívio de tensões

nas juntas soldadas. Alguns dos métodos utilizados podem ser observados no QUADRO 1.

Algumas Técnicas Descrição Características

(a)

Martelamento

Martelamento do metal depositado e

de suas adjacências durante ou após

a soldagem.

Método simples pode

causar refino de grão.

Encruamento

A junta soldada é deformada

plasticamente pela aplicação de

cargas de tração.

Bastante eficiente para

tanques esféricos e

tubulações.

Vibração

Vibrações são aplicadas na estrutura

causando uma ressonância de baixa

freqüência o que ocasiona

deformação plástica parcial da

estrutura e alívio de tensões.

Operação simples.

(b)

Recozimento para alívio de tensões

Aquecimento a 600-700ºC (Aços

ferríticos) seguido de resfriamento

lento. Pode ser local ou total.

Muito utilizado e bastante

eficiente.

Recozimento a alta temperatura

Aquecimento a 900-950ºC (aços

ferríticos) seguido de resfriamento

lento. Pode ser local ou total.

Podem eliminar

completamente as tensões

residuais.

Alívio de tensões a baixas temperaturas

Aquecimento do local da solda a

150-200ºC em uma largura total de

60 a 130mm.

Adequado para grandes

estruturas.

QUADRO 1 - Métodos para aliviar as tensões residuais. (a) Processos mecânicos. (b) Processos térmicos. FONTE: OKIMURA; TANIGUCHI, 1982.

No caso dos vasos de pressão o pós - aquecimento é utilizado para diminuir a tensão residual

de juntas soldadas. Entretanto, durante o pós - aquecimento o elemento carbono do aço baixo

carbono desloca para o metal de solda austenítico gerando uma camada de descarbonetação

14

no aço baixa liga adjacente na interface e uma camada enriquecida em carbono próxima ao

metal de solda. Maioria do carbono da zona enriquecida deste precipita em carbetos

diminuindo a concentração de Cr dissolvido na matriz. Essas mudanças microestruturais, que

dependem da temperatura de pós - aquecimento, duração e composição química dos dois

metais, causam mudança nas propriedades mecânicas. Esses efeitos de como mudaram no

ambiente - susceptibilidade de trinca por corrosão tem recebido pouca importância (LI;

CHARLES; CONGLETON, 2000).

Vasos de pressão de reatores VVER são sujeitos durante a sua vida útil a aproximadamente

quatro (4) ciclos de PWHT a temperaturas entre 540ºC e 590ºC, surgindo efeitos nas

propriedades mecânicas dos materiais envolvidos. Estudos têm mostrado que o alívio de

tensão pode produzir mudanças na tenacidade e / ou propriedades de fadiga no metal de base,

especialmente, frente a repetidos ciclos de tratamentos térmicos (MITEV; TAYLOR, 2006).

O tratamento térmico de pós-aquecimento entre 540ºC e 590ºC evidenciado acima e com

tempo de patamar respectivo, é dependente da espessura da chapa. Devido à microestrutura

resultante do material depois da soldagem em materiais temperados e revenidos, ou seja,

beneficiados, que é uma característica do material estudado, contribui para a redução do

processo de tensão residual que pode conduzir a efeitos adversos na tenacidade e / ou

propriedades de fadiga da chapa base, facilitando, assim, o tratamento de pós- aquecimento

(STERJOVSKIA, et al. , 2005).

Em seus estudos, Hurst relatou que dois corpos de prova de uma junta dissimilar soldada

sujeitas a um pós-aquecimento de 605ºC - 5h e 620ºC - 20h possuíam comportamento

diferente em ambiente com temperatura de operação de 290ºC. A zona de transição em

relação à junta soldada apresentou maior susceptibilidade ao trincamento por corrosão sob

tensão (ASME, 2004).

2.5 Histórico mundial de fraturas prematuras de reatores

Em decorrência do processo de corrosão sob tensão, podem ocorrer falhas em conseqüência

do processo gradual de fadiga que tem sido relatado em partes soldadas com menos de dez

15

(10) anos de operação (PARKER; STRATFORD, 1998).

Todos os estudos de casos, de aproximadamente dez (10) acidentes envolvendo vasos de

pressão com transporte de fluído na Austrália, indicam que o motivo da fratura catastrófica

ocorreu no metal de base (STERJOVSKIA, et al., 2005).

2.6 Métodos de avaliação de tensão residual

Existem diversos métodos utilizados para se medir o valor das tensões residuais atuantes em

um material. Podem ser classificados como métodos destrutivos, semi-destrutivos e não-

destrutivos, conforme pode ser observado no Quadro 2.

Para garantir uma maior confiabilidade no uso e manutenção de estruturas em geral, alguns

métodos dos apresentados no Quadro 2 são utilizados com mais freqüência para a medição de

tensões residuais em soldagem, tais como: Furo central, difração de raios-X, difração de

nêutrons, ultra-sônico, análise numérica termoelasto-plástica e magnético. Dentre esses, os

métodos considerados não destrutivos como: difração de raios-X, difração de nêutrons e

magnéticos que são altamente sensitivos a microestrutura, ou seja, à orientação

cristalográfica, tamanho de grão, deformações elasto-plásticas e dureza.

Avaliação das tensões residuais

A-1 Alguns métodos de análise das tensões residuais na linha de produção

Análises micromagnéticas.

Inspeção por ultra-som.

Inspeção visual.

A-2 Alguns métodos de análise das tensões residuais em laboratório.

Método do furo central

Difração de raios-X e Nêutrons

Inspeção ótica

Análises micromagnéticas

Análise numérica termoelasto-plástica

QUADRO 2 - Algumas técnicas para medição de tensões residuais. FONTE: TONSHOFF; KARPUSCHEWSKI; OBERBECK-SPINTIG, 1998

16

2.7 Método magnético

2.7.1 Definição do RMB

Os métodos END baseados na análise do ruído magnético de Barkhausen e na análise da

indução magnética em materiais ferromagnéticos têm uma aplicação complementar, ou seja,

podem contribuir no processo de caracterização dos materiais, que envolve aplicações

industriais não possíveis com o uso dos END convencionais. Apesar da existência de estudos

realizados com o uso do ruído magnético Barkhausen desde 1969, como método não

destrutivo, observa-se que o mesmo ainda está em desenvolvimento no mundo tecnológico

para aplicações nos processos industriais em geral.

Quando um campo magnético variável é aplicado a um material ferromagnético, produz-se

movimentação das paredes dos domínios magnéticos, resultando em domínios maiores,

orientados segundo a direção do campo aplicado. Esta movimentação não é contínua, mas

realizada aos saltos, e depende de uma série de fatores micro e macro-estruturais do material.

Por outro lado, essa movimentação gera variações bruscas na indução magnética no material,

que podem ser detectadas como uma seqüência de pulsos de tensão elétrica em uma bobina

leitora, colocada na superfície do material. O sinal assim medido, durante o processo de

magnetização do material, é conhecido por Ruído Magnético de Barkhausen (RMB), tendo

este fenômeno sido descoberto por Heinrich Barkhausen em 1919. A forma de onda do

campo magnético de excitação e do RMB gerado podem ser observados na FIG.6.

FIGURA 6 - Apresentação geral do Ruído Magnético Barkhausen.

FONTE: LABORATÓRIO DE DINÂMICA E INSTRUMENTAÇÃO, 2010.

17

O tipo de sistema de medição de RMB pode variar dependendo da informação desejada, da

peça a ser monitorada, das condições em que a medida será realizada dentro do laboratório,

numa planta industrial, dentre outros. De acordo com o sistema básico, apresentado de forma

esquemática na FIG. 7, utiliza-se uma fonte bipolar que fornece corrente para uma bobina de

excitação magnética. O campo gerado depende da freqüência e amplitude da corrente que, por

sua vez, é controlada por um “software”. O campo magnético variável penetra no material,

provocando o movimento dos domínios magnéticos. O sinal de RMB, lido por uma bobina

detectora colocada na superfície do material a ser analisado é amplificado e posteriormente

digitalizado e enviado para o microcomputador, onde será analisado pelo programa de

controle de instrumentação e processamento de sinais.

FIGURA 7 - Sistema básico para a geração do RMB. FONTE: LABORATÓRIO DE DINÂMICA E INSTRUMENTAÇÃO, 2010.

Na utilização do RMB, como método de ensaio não destrutivo, diversas variáveis influenciam

na resposta do ruído. Este, portanto, somente, deve ser utilizado como técnica comparativa

envolvendo formas diferentes de estado do material com padrões de referência daquele

material estudado (EVANS, et al, 2007).

18

2.7.2 Princípios do RMB

2.7.2.1 Domínios magnéticos

Os materiais ferromagnéticos apresentam propriedades magnéticas originadas principalmente

dos momentos magnéticos dos elétrons, devido ao seu movimento orbital e de rotação em

torno de seu próprio eixo. Algumas destas propriedades, como a força coerciva,

permeabilidade magnética, assim como o padrão do ruído magnético Barkhausen gerado

durante o processo de magnetização, sendo susceptíveis a influência do processo de

fabricação destes materiais, principalmente, quanto a sua composição química, processamento

mecânico e térmico (JILES, 1998).

O ferromagnetismo é uma forma de magnetismo apresentada por materiais que possuem um

momento magnético permanente, mesmo na ausência de um campo magnético externo. Estes

materiais apresentam altos níveis de magnetização e o efeito da magnetização permanente. Os

momentos magnéticos permanentes apresentados pelos materiais ferromagnéticos são devidos

quase em sua totalidade aos momentos magnéticos resultantes dos “spins”, sendo pequena a

contribuição dos momentos magnéticos orbitais. Nestes materiais há uma interação entre os

momentos magnéticos dos “spins” de átomos adjacentes, que faz com que os momentos se

alinhem uns em relação aos outros, mesmo sem a influência de um campo magnético externo.

Este alinhamento persiste sobre regiões, relativamente grande do cristal, denominadas

domínios magnéticos. Este tipo de magnetismo é característico dos metais de transição ferro

(estrutura CCC), cobalto, níquel e de algumas terras raras como o gadolínio, disprósio, érbio,

hólmio e túlio. As suscetibilidades magnéticas desses materiais podem atingir valores da

ordem 106, fazendo com que a magnitude da indução magnética (B) no interior de um

material ferromagnético atinja valores extremamente altos comparados ao campo que as

produziu.

Nos materiais ferromagnéticos pode-se considerar que há regiões ordenadas magneticamente

denominadas domínios, separados uns dos outros por paredes. No interior de cada domínio o

valor da magnetização é igual à magnetização de saturação do material (SILVA JÚNIOR,

1998).

19

Quando um campo magnético ou tensões mecânicas são aplicados a um material

ferromagnético ocorrem mudanças abruptas nos movimentos das paredes dos domínios ou

ainda na rotação dos vetores dos domínios magnéticos.

Microscopicamente, domínios magnéticos são pequenos volumes distribuídos ao longo dos

materiais e são compostos por vários átomos que se encontram alinhados paralelamente. No

estado desmagnetizado, sem a influência de tensões ou campos magnéticos externos, os

domínios se distribuem de forma aleatória e a magnetização resultante do material é igual ou

próxima a zero. Quando os domínios sofrem a influência de um campo magnético externo,

FIG. 8, os átomos de um dado volume sofrem uma rotação conjunta em volta de seu próprio

eixo e se alinham na direção mais próxima à direção do campo magnético externo aplicado

ocasionando mudanças, apenas na direção de magnetização do volume (BOZORTH, 1951).

FIGURA 8 - Movimento das fronteiras de domínio para favorecer o alinhamento e crescimento dos domínios em função do campo magnético aplicado. (a) Ausência de campo magnético. (b) Presença de um fraco campo magnético. (c) Presença de um forte campo magnético ocasionando o alinhamento dos domínios. FONTE: FARIAS 2005.

A forma da curva de magnetização de um material ferro magnético é fortemente influenciada

pela sua estrutura cristalina. Este efeito se deve ao fato de que os valores das propriedades

magnéticas de um material variam em função da direção em que elas são medidas. O termo

utilizado para exprimir este comportamento é a anisotropia magnética ou anisotropia

magnética cristalina.

A formação de domínios magnéticos em materiais ferromagnéticos resulta da soma de cinco

(5) tipos de energia: troca térmica, magneto estática, magneto elástica, magneto cristalina e as

energias das paredes de domínio. A magnetocristalina possui uma regra de quando o domínio

20

magnético está alinhado com certas direções cristalográficas a energia magneto cristalina é

mínima. Essas direções são identificadas como direções ou eixos de fácil magnetização. No

ferro, essa direção é: (100) (STEFANITA; CLAPHAM; ATHERTON, 2000).

As paredes dos domínios podem ser classificadas como paredes de 180º, nas quais os “spins”

giram de 180º de um domínio para o domínio adjacente e como paredes de 90º, nas quais os

“spins” giram de 90º de um domínio para o adjacente. A mudança de orientação dos spins na

parede se dá de forma suave como pode ser observado esquematicamente na FIG. 9, onde é

apresentada a parede entre dois domínios com orientações defasadas de 180º. A largura da

parede pode variar entre 102 a 103 Angstrons. (CHIKAZUMI, 1966).

FIGURA 9 - Estrutura de uma fronteira de domínio de 180º. FONTE: FARIAS 2005

2.7.2.2 Curva de histerese

A curva de magnetização característica de um material ferromagnético, indicada na FIG. 10,

é obtida a partir dos valores da intensidade de magnetização (M) ou indução magnética (B) em

função da intensidade do campo magnético aplicado ao material (H) e pode ser utilizada para

estudar o comportamento de um material ferromagnético sob a influência de um campo

magnético externo aplicado.

A curva de magnetização se divide em quatro regiões. Na primeira região ocorre a

magnetização do material de forma reversível, com a retirada do campo magnético aplicado.

21

É chamada de região de permeabilidade inicial, onde o aumento crescente no valor do campo

magnético aplicado ocasiona o deslocamento das fronteiras dos domínios a partir de suas

posições iniciais.

FIGURA 10 - Curva de magnetização característica de um material ferromagnético FONTE: FARIAS 2005

Na segunda região, chamada de magnetização irreversível, devido ao aumento da intensidade

do campo magnético aplicado, ocorre o deslocamento das fronteiras dos domínios de forma

irreversível, produzindo no material um magnetismo residual. A presença de grandes

quantidades de inclusões e precipitados nos materiais pode ocasionar nesta região a rotação

irreversível do vetor de magnetização dos domínios. Nesta região o ruído magnético

Barkhausen pode ser detectado por que muitas das pequenas descontinuidades que ocorrem

na magnetização são induzidas pelo deslocamento irreversível das fronteiras dos domínios e

pela rotação irreversível da magnetização local dos domínios. O aumento do campo

magnético a partir desta região conduz os domínios, à região chamada região de rotação da

magnetização. Nesta região o movimento das paredes já se completou e o aumento da

magnetização é responsável apenas pela rotação dos domínios. Após esta região a

magnetização atinge a magnetização de saturação do material (JILES, 1998).

Na curva de magnetização da FIG. 11, indicada pela linha tracejada, verifica-se que o

aumento do campo magnético (H) ocasiona o aumento no valor da magnetização (M) de zero

até um máximo que ocorre na região de saturação do material. Ao se reduzir a intensidade do

campo magnético aplicado a zero, o valor da magnetização cai até um determinado valor,

22

conhecido como remanência. Quando o sentido do campo é invertido, a magnetização diminui

até que, para um determinado valor do campo magnético H, ela é igual a zero. Este ponto é

denominado coercividade (Hc) do material. Um aumento do campo produz agora um aumento

na magnetização (M), até que o material atinja, novamente, a saturação. Nesse ponto, a

redução do campo aplicado a zero faz com que a magnetização (M) seja reduzida novamente

ao valor da remanência. Uma nova inversão do sentido do campo elevará a magnetização

novamente à magnetização de saturação e o ciclo continua.

FIGURA 11 - Curva de histerese e o comportamento dos domínios magnéticos em cada estágio do ciclo. FONTE: FARIAS 2005.

2.7.2.3 Efeito Barkhausen

As propriedades magnéticas dos materiais magnéticos são dependentes da sua composição

química e do processo utilizado em sua fabricação, incluindo o tipo de processamento

mecânico e de tratamentos térmicos necessários à sua obtenção. As propriedades magnéticas

dos ferromagnéticos como: a permeabilidade, a força coerciva e a perda por histerese são

extremamente sensíveis às alterações que podem ocorrer no material durante o processo de

fabricação. Portanto, essas propriedades magnéticas podem ser utilizadas como parâmetros

para a avaliação não destrutiva de materiais ferromagnéticos.

A descoberta do ruído Barkhausen foi o primeiro indicativo de que a indução magnética ou

Hc Hc

23

fluxo magnético não varia de forma contínua em função do campo magnético aplicado ao

material. Isto é, de acordo com a curva de histerese para materiais ferromagnéticos na FIG.

12, a mesma não é tão regular como aparenta, uma vez que os movimentos dos domínios

pelas barreiras estruturais ocorrem aos saltos, causando rápidas mudanças no fluxo

magnético, que podem ser detectadas por uma bobina leitora de RMB posicionada próxima da

superfície que está sendo magnetizada. Esse comportamento pode ser observado na região

ampliada da curva, onde cada linha inclinada nos degraus representa o movimento discreto de

um conjunto de paredes de domínios e cada linha horizontal representa o tempo de espera

antes que o próximo conjunto de paredes se movimente (JILES, 1998).

FIGURA 12 - Curva de Histerese para material ferromagnético destacando as descontinuidades que produzem o ruído magnético Barkhausen. FONTE: PASLEY, 1970.

A explicação para a origem do RMB em relação aos materiais ferromagnéticos está

relacionada ao movimento não uniforme das paredes dos domínios magnéticos com o material

que podem estar relacionados à presença de tensões elásticas no mesmo, que interferem na

forma com que os domínios magnéticos irão se movimentar de uma direção de fácil

magnetização para outra, sendo a interação entre as tensões elásticas e a estrutura de domínios

presente no material denominada interação magneto-elástica, podendo ser do tipo positiva ou

negativa. Materiais ferromagnéticos que apresentam magnetostrição positiva tendem a

apresentar um crescimento na intensidade dos sinais Barkhausen emitidos quando submetidos

a esforços de tração. Materiais ferromagnéticos que apresentam magnetostrição negativa

tendem a apresentar uma diminuição na intensidade do RMB quando submetidos a esforços

de compressão. A interação dos domínios magnéticos com campos de tensões mecânicas pode

ser observada na FIG. 13. Em materiais ferromagnéticos que apresentam magnetostrição

Variações descontínuas da indução magnética

devido aplicação de um campo magnético externo

no material.

24

positiva, a aplicação de um esforço que produza tensões de tração provoca o alinhamento dos

domínios ao longo dos eixos cristalográficos mais próximos à direção de aplicação do

esforço. Para tensões de compressão esse alinhamento ocorre na direção perpendicular a

aplicação do esforço.

FIGURA 13 - Alteração dos movimentos das paredes dos domínios magnéticos devidos a tensões mecânicas de tração e compressão. Fonte: BRUNS; NITCHKE-PAPEL; ESLAMI-CHALANDER, 2005

O movimento das paredes dos domínios e, por conseguinte, o Ruído Magnético gerado

dependem da orientação da solicitação de tração ou compressão. Logo, o comportamento do

RMB, também, dependerá do tipo de solicitação cíclica utilizada: tração-compressão, somente

tração ou somente compressão.

As alterações do ruído magnético Barkhausen podem ser analisadas de várias maneiras, por

meio da área da envoltória do ruído, de seu valor RMS, do espectro de Fourier e da densidade

de amplitudes. Um dos métodos mais utilizados é a análise da distribuição de amplitude do

sinal para a determinação do seu valor médio ou RMS (MESZARÓS, et al., 2007). O valor

RMS representa a raiz quadrada do valor quadrático médio em volts dos sinais Barkhausen ao

longo do tempo e é definido por:

Tensões de

Tração

Tensões de

Compressão

25

(3)

Sendo:

VRMS é o valor médio quadrático (RMS) do RMB em Volts.

Vi é o valor da voltagem medido em um determinando instante.

n é o número de medidas realizadas.

Durante a magnetização de um material ferromagnético com um campo magnético (H)

variável, como por exemplo, um campo com forma senoidal, a geração do ruído magnético

Barkhausen ocorre a cada meio ciclo de magnetização, conforme pode ser observado na FIG.

14. Durante os dois ciclos completos de magnetização são gerados quatro “blocos” do RMB.

O valor RMS do RMB é determinado para cada meio ciclo de magnetização, em um

determinado intervalo de tempo, representado na figura pela linha tracejada.

FIGURA 14 – Campo magnético aplicado (H) e o ruído magnético Barkhausen (RMB) resultante durante dois ciclos completos de histerese em um material ferromagnético. FONTE: MOORTHY, EVANS, 2002.

O valor e as características do RMB são dependentes da freqüência do campo magnético de

excitação e da freqüência utilizada para filtrar o ruído magnético Barkhausen gerado no

material. A freqüência do campo magnético de excitação está relacionada com a profundidade

do ensaio. Campos com freqüências baixas penetram mais no material e possibilitam a

obtenção de informações em regiões mais profundas do mesmo. Com o aumento da

freqüência do campo magnético de excitação essa profundidade é reduzida. O campo

26

magnético decai exponencialmente com a profundidade do ensaio. A profundidade de pele

usada para definir a penetração do campo magnético em um material é dada por (MOORTY;

EVANS, 2002):

rf

0

2

(4)

Sendo (δ) a profundidade no material em que o campo magnético é atenuado para um valor

igual a 1/e (36,8%) de seu valor na superfície, (f) a freqüência de excitação, () a

condutividade elétrica do material, (0) a permeabilidade no vácuo e r a permeabilidade

relativa.

Valores para a profundidade de pele para materiais ferrosos, para diferentes freqüências de

excitação, são apresentados na TAB. 2, considerando-se r variando de 50 a 5000 e

variando entre (5 e 10) x 106 -1m-1 (SERNA-GIRALDO, 2007).

TABELA 2

Valores da profundidade de pele para diferentes freqüências de excitação.

Freqüência de excitação (Hz) Intervalo de valores de δ (mm)

10

50

100

500

1.000

5.000

10.000

50.000

100.000

500.000

0,71-10

0,31- 4,5

0,22-3,2

0,10 – 1,4

0,07 – 1,0

0,03 – 0,45

0,022 – 0,032

0,010 – 0,14

0,007 – 0,10

0,003 – 0,045

Fonte: SERNA-GIRALDO, 2007

27

A equação para a determinação da profundidade de pele é válida para ondas planas incidindo

em superfícies planas. Na maioria das situações práticas, essa profundidade pode ser de 30% a

50% do valor determinado pela EQ. 4 (JILES, 1998).

2.7.2.4 Anisotropia Magnética

Na ausência de um campo magnético externo ou de tensões aplicadas, se uma propriedade,

por exemplo, a permeabilidade magnética, não varia quando mede-se ao longo de três eixos

perpendiculares entre si, diz que a amostra é isotrópica em relação a sua permeabilidade

magnética. Caso contrário, diz–se que existe uma APM. Logo é sabido que os

comportamentos magnéticos das estruturas cristalinas dos materiais ferromagnéticos são

fortemente dependentes do tamanho e da forma dos grãos magnéticos, os quais estão

associados a anisotropias magnéticas. Existem dois tipos principais de anisotropias:

- Anisotropia magneto cristalina: Significa a magnetização espontânea em um material

ferromagnético, ou seja, sem a presença de campo magnético externo na estrutura do material.

- Anisotropia magneto estrictiva ou magneto elástica: É uma mudança espontânea nas

dimensões (deformação) do material quando o mesmo é submetido a um campo magnético

externo. Um campo aplicado no material, muda a orientação dos momentos magnéticos

fazendo com que a energia de interação aumente e as distâncias entre as ligações se ajustem

para reduzir a energia total. Isto produz tensões mecânicas que resultam em mudanças na

forma do material ferromagnético.

Por definição, a Anisotropia é uma tendência direcional de uma propriedade física de um

material.

2.7.3 Características e aplicação do RMB

O pesquisador Willmann foi o primeiro pesquisador a utilizar o efeito Barkhausen como

28

ensaio não destrutivos em 1969 (WILLMANN, 2002).

O RMB é sensível a alterações microestruturais, tensões mecânicas e deformações plásticas e,

em decorrência disso, possui potencialidade de inovação tecnológica como Ensaio Não

Destrutivo (END) para uma grande variedade de aplicações, tais como avaliação de fadiga

térmica e mecânica, controle de qualidade de tratamentos superficiais, acompanhamento de

processos de envelhecimento (térmico e radiação), avaliação de deformações plásticas,

tensões aplicadas e residuais e dureza.

A análise dos sinais Barkhausen, após um processo de calibração cuidadoso, pode ser

utilizada para a determinação do valor e da direção das tensões residuais presentes na

superfície do material.

Outra característica que influi na natureza dos sinais detectados é a estrutura metalúrgica do

material, na qual os fatores como a dureza, a composição química e a textura exerçem uma

grande influência na natureza dos sinais emitidos (JILES, et al., 2007). Este fato torna

possível, também após uma calibração adequada, a utilização da análise dos sinais

Barkhausen como um ensaio de superfície para a caracterização de materiais ferromagnéticos.

A sensitividade do efeito do RMB para a análise da microestrutura de material

ferromagnético, a forma de preparação da superfície do material e das tensões aplicadas nos

materiais, podem ser usadas, como princípio para a caracterização de materiais

(WILLMANN, 2002).

Na FIG. 15 ilustra-se a medição de tensão mecânica em uma viga em flexão, sujeita a

diferentes níveis de tensão de compressão e de tração. Baseado nesse tipo de resultado é que

se desenvolvem metodologias para análise de tensões residuais (PADOVESE, 2007).

29

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 2000

300

600

900

1200

1500

1800

2100

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200

0

300

600

900

1200

1500

1800

2100

ASTM A 515 Steel

Mag

neti

c B

arkh

ause

n N

oise

Am

plit

ude

(mV

)

Stress (MPa) FIGURA 15 - RMB gerado em resposta a aplicações de tensões emuma viga em flexão.

FONTE: SILVA JR., 2001. O desenvolvimento das técnicas de medição, tem tornado possível investigar algumas

propriedades dos materiais pela análise do valor RMS do ruído magnético Barkhausen.

Entretanto, essa análise apresenta limitações. A dependência existente entre as características

do material e o valor RMS do ruído é evidenciada apenas em alguns casos muito especiais o

que significa que pode haver perda de informações pela análise baseada apenas no valor RMS

do ruído (MAASS, et al., 2000).

A FIG. 16 apresenta a utilização do RMB para avaliação de dureza de um componente. A

dureza Vickers e o RMB foram medidos ao longo de uma amostra. Percebe-se que, de uma

maneira geral, o RMB diminui com o aumento da dureza do material.

FIGURA 16 - RMB para a avaliação de dureza. FONTE: LABORATÓRIO DE DINÂMICA E INSTRUMENTAÇÃO, 2010.

30

O RMB tem sido utilizado para avaliação da anisotropia magnética em materiais

ferromagnéticos, (Ver. FIG. 17).

FIGURA 17 - Comportamento do RMB na caracterização de anisotropia mecânica em chapas de aço laminadas. FONTE: LABORATÓRIO DE DINÂMICA E INSTRUMENTAÇÃO, 2010. Sem tensão mecânica, existe anisotropia devido à deformação plástica decorrente do processo

de laminação, caracterizada pela curva com eixo maior na vertical. À medida que uma tensão

de tração é aplicada no sentido ortogonal, ocorre uma rotação do eixo de anisotropia. Num

valor intermediário de tensão mecânica, o mapeamento polar de RMB indica um estado

“quase” isotrópico, mas quando a tensão aumenta, ocorre rotação do eixo de fácil

magnetização, que se alinha com a direção da tensão aplicada.

A FIG.18 apresenta uma comparação entre a curva de tensão-deformação de um aço ASTM

1070 e a APM obtida com os sinais de Barkhausen.

FIGURA 18 - Comparação entre a curva de tensão-deformação de um aço ASTM 1070 e o coeficiente de anisotropia magnética (k). FONTE: LABORATÓRIO DE DINÂMICA E INSTRUMENTAÇÃO, 2010.

31

No regime linear elástico a curva de APM é crescente. Quando se atinge o regime elástico não

linear, a curva sofre inflexão e torna-se decrescente. Ao se entrar no regime plástico, a curva é

decrescente, mas com inclinação mais suave.

A influencia da deformação elástica no RMB foi investigada para a verificação de dureza em

aços baixa liga utilizados na fabricação de engrenagens sujeitas a têmpera por indução e

tratados termicamente de duas formas diferentes: com o revenimento padronizado (180°C -

1h) e um super revenimento (300°C – 2h). Os corpos de prova sujeitos ao revenimento mais

severo demonstraram maior sensibilidade a tensões do que os sujeitos ao revenimento

padronizado. De acordo com a variação do RMB com a tensão mecânica, percebeu-se que a

tensão de pico do RMB aumentou com o aumento da tensão mecânica e em paralelo a posição

do pico e a freqüência do ruído (Wp) diminuíram. A sensitividade do material sob

revenimento mais severo foi muito maior do que com o mesmo material no estado de

revenido da forma padrão (EVANS, et al., 2007).

O RMB foi estudado pelo autor para a verificação da rugosidade da superfície de trilhos

utilizados nas ferrovias em geral e foi possível correlacionar à medição de rugosidade

associada ao desgaste com o método de RMB. Concluiu-se que os vales com a amplitude

menor de ruído estavam associados a uma mudança drástica da microestrutura e a um

excessivo desgaste da região estudada (TAKACS, 2002).

Estudou-se uma técnica de processamento de sinais que vem sendo difundida por diversas

áreas da ciência nos últimos 10 anos, as transformadas Wavelet, para a análise do ruído

magnético Barkhausen. As transformadas Wavelet são uma ferramenta de processamento de

sinais que possibilita exibir o comportamento das freqüências e a quantidade de informações

presentes em um sinal sob diferentes carregamentos. Sua aplicação na área de processamento

de sinais pode ser encontrada em diversos trabalhos. Esta técnica foi aplicada ao estudo de

três diferentes tipos de materiais ferromagnéticos, os aços ASTM A 515, USI SAC 50 e AISI

1045, submetidos a diferentes carregamentos de tração e compressão. Os resultados obtidos

pela utilização da nova técnica foram analisados e comparados com os obtidos pelo método

convencional, que utiliza como parâmetro de referência o valor RMS do ruído. Foi ainda

utilizado um modelo de regressão para diferenciar, por intervalos de confiança de 95%, as

amostras dos diferentes materiais estudados (FARIAS, 2005).

32

A possibilidade de utilização de uma técnica que permita a obtenção de um maior número de

informações a partir da análise do ruído magnético Barkhausen para o estudo de

tensões.mecânicas em materiais estruturais apresenta uma importância substancial. O método

convencional que utiliza como parâmetro de referência o valor RMS do ruído, é limitado a

uma determinada faixa de valores de tensões mecânicas. Além destes ocorre uma saturação no

valor RMS do ruído que impõe limitações ao uso deste método (FARIAS, 2005). Também

Iordache, verificou que o RMB em muitos casos apresentou um comportamento de saturação

em certas intensidades de tração e compressão (IORDACHE; HUG, 2007).

Hyde et al. produziu curvas de calibração para um tipo de aço na forma temperado e outro

revenido, na qual as curvas apresentaram um aumento do valor médio quadrático do RMB

com o aumento da tensão de tração (HYDE; EVANS; SHAW, 2007).

2.7.4 Dificuldades de aplicação do RMB

O estudo do comportamento das tensões mecânicas é complicado pelo fato de que as

deformações causadas pelas tensões aplicadas podem ser do tipo elástica e / ou plástica com

diferentes formas de mecanismo. Entretanto, os grãos dos materiais policristalinos deformam

de forma dependente da sua orientação cristalográfica em relação à direção de aplicação das

tensões. A aplicação de tensões pode criar movimento das paredes do domínio sem

necessariamente a aplicação de campos magnéticos externos (BOZORTH, 1951).

O RMB máximo alcançado é próximo do valor da coercitividade (Hc) da maioria dos

materiais ferromagnéticos segundo H. Roesner no seu estudo. (MEYENDOR, et al., 2002).

2.8 Métodos destrutivos e semi destrutivos

Do outro lado e de forma comparativa, existem os métodos destrutivos que são aqueles que

inutilizam o material ensaiado, impossibilitando o seu uso após o ensaio e podem ser

classificados como qualitativos, semiquantitativos e quantitativos. Os métodos qualitativos

33

baseiam-se na ocorrência de trincas de corrosão sob tensão. O material a ser ensaiado é

imerso em um reagente específico, que irá provocar a corrosão sob tensão. Se os valores das

tensões residuais presentes estiverem acima de um valor crítico, o material irá trincar. Os

métodos semi-quantitativos e quantitativos baseiam-se na remoção mecânica de material do

componente testado, de maneira regular e controlada, e na observação da deformação

resultante, podendo-se citar os métodos de Jonhson, Crampton, Anderson e Fahman, aplicado

a placas, Kreitz, Siebel e Pfender e o método de Mathar, que pode ser considerado semi-

destrutivo dependendo das características do material ou componente testado (SILVA

JÚNIOR, 1998).

Em relação às técnicas destrutivas, a avaliação é baseada na mudança do estado de equilíbrio

de tensões residuais em componentes mecânicos, ou seja, as tensões residuais são

determinadas pelo relaxamento da região (deslocamento, fratura e deformação). Na maioria

dos casos o parâmetro de estudo é o comportamento da deformação. O procedimento usado

pode ser descrito da seguinte forma:

a) criação de um novo estado de tensões pela intervenção ou camada removível;

b) detecção da mudança local de tensões pela medição da deformação ou deslocamento;

c) cálculo da tensão residual tal como a função da deformação medida usando teoria

elástica (abordagem analítica ou cálculo por elementos finitos). Dentre todas as

técnicas destrutivas apresentadas no Quadro 2, a principal técnica destrutiva é o

método de furo central que possui como característica, bastante sensibilidade ao

primeiro tipo de tensão residual, isto é, tensões residuais macroscópicas.

2.8.1 Método do furo central

O método do furo central (destrutivo/semi-destrutivo) nas aplicações de avaliação de

equipamentos de grande responsabilidade como geradores de vapor das usinas nucleares é

considerado o único método que está padronizado. Pela norma ASTM recebe a designação E

837.

O conceito do método do furo central é a realização de um furo na superfície do material, o que

34

produz um alívio nas tensões locais presentes. As deformações resultantes são medidas através de

extensômetros, posicionados ao redor do furo, sendo utilizadas para determinar o valor e a direção

das tensões principais atuantes. O método apresenta as seguintes características (ASTM E 837-

08e1, 2010), (VISHAY, 2005), (HOFFMANN, 1989):

a) utilizam-se extensômetros elétricos resistivos de três elementos (rosetas) para a

medição do alívio de tensão.

b) método do furo central requer um pequeno furo - 1 a 4 mm de diâmetro com a

profundidade igual a medida do diâmetro.

c) remove tensões do material de forma localizada.

d) é um método relativamente lento e trabalhoso.

e) a medição de tensão residual é localizada, gerando menos prejuízo para a peça

ensaiada.

f) o preparo da superfície é uma etapa essencial para a fixação adequada da roseta, de

maneira a assegurar a obtenção de medidas confiáveis.

g) erros no diâmetro do furo selecionado ou excentricidade do furo em relação ao centro

da roseta podem introduzir erros significativos no cálculo das tensões residuais.

h) o método é aplicado nos casos em que o comportamento do material é linear-elástico.

i) O método é adequado para a determinação de tensões residuais desde que as mesmas

não excedam 60% do limite de escoamento do material examinado.

2.9. Demais métodos não destrutivos

Os métodos não destrutivos são baseados no relacionamento entre propriedades físicas ou

parâmetros cristalográficos e as tensões residuais. Os mais conhecidos são: Método de

difração por raios X, método de difração por nêutrons e ultra-som (LU, 1996). A difração de

raios x mede a variação de espaçamento interplanar de material policristalino. A técnica ultra-

sônica mede a tensão residual baseada na variação das velocidades no material com e sem a

presença de tensões mecânicas.

O método de ultra-som é sensitivo a todos os três tipos de tensões residuais existentes, tais

como: macroscópica envolvendo vários grãos, micro-tensões envolvendo um grão e o terceiro

35

caso, envolvendo distancias atômicas. Porém não pode distinguir entre elas.

2.9.1 Método de difração por Raios X

É capaz de avaliar tensões superficiais de forma não destrutiva, sendo essencial para estimar a

vida de fadiga de partes mecânicas com a capacidade de medir em tempo real a evolução das

tensões.

A física da difração de raios X segue a lei de “Bragg” em materiais policristalinos (metal ou

cerâmica). E em materiais monocristalinos, apenas, em alguns planos acontece o fenômeno de

difração. Em um material cristalino com grãos finos e livre de tensões, o espaçamento da rede

para uma dada família de planos não varia com a orientação desses planos. Se o material é

tensionado, o espaçamento da de acordo com a orientação dos planos em relação a tensão

aplicada. Para uma tensão de tração, o espaçamento da rede irá aumentar para planos

perpendiculares a direção da tensão aplicada e irá decrescer para planos paralelos a essa

direção. A deformação elástica pode então ser inferida pela variação do espaçamento da rede

medido pela posição do pico de difração. Assim, a rede cristalina é utilizada como um

medidor de deformações que podem ser determinadas por experimentos de difração. O pico

de difração é o resultado do espalhamento dos raios-X por muitos átomos em muitos grãos, de

forma que uma mudança no espaçamento da rede resultará em uma mudança no pico somente

se ela é homogênea no volume irradiado. Então a deformação determinada pelo pico de

medição é representativa de uma deformação elástica macroscópica (aplicada ou residual). A

principal limitação desse método é a sua penetração e a dificuldade para executá-lo em

campo.

O método de difração por nêutrons é similar ao de difração de raios-X. Sua grande vantagem

é a profundidade de penetração nos materiais. Entretanto, esse método é restrito devido à

necessidade de se dispor de uma fonte de nêutrons para a sua execução.

2.9.2 Método ultra-sônico

36

O método ultra-sônico para a medição de tensão é baseado na variação da velocidade da onda

ultra-sônica no material para a qual a equação de cálculo é:

V = V0 + KAC*m (5)

Sendo:

V = Velocidade ultra-sônica real no material.

V0 = Velocidade ultra-sônica teórica do material.

KAC = constante acustoelástica do material.

m.= Tensão mecânica no material.

A técnica de ultra-som é conveniente para uso, rápido, portátil e livre de radiação em

comparação com a difração de raios x.

A espessura de análise é bem superior às técnicas de raios x e com as seguintes limitações:

baixa resolução espacial, sensibilidade em relação a variação de temperatura, necessidade de

medição de tempo mais preciso e a influência da competição micro estrutural, particularmente

não homogeneidades de densidade e textura e os efeitos das deformações plásticas.

37

3 METODOLOGIA EXPERIMENTAL

Para o desenvolvimento do trabalho, foi adotada a metodologia:

a) seleção dos materiais a serem utilizados;

b) caracterização do material de interesse para o uso da análise do ruído magnético

Barkhausen como método para avaliação de tensões residuais - composição química,

propriedades mecânicas e características microestruturais;

c) definição e fabricação da junta soldada dissimilar para realização dos experimentos e dos

corpos de prova para a calibração do sistema de ensaio, definição da sonda/sensor a ser

utilizada nas medições e projeto e fabricação de gabaritos e suportes necessários para

posicionar a sonda na superfície dos corpos de prova/junta dissimilar;

d) determinação dos parâmetros de ensaio;

e) calibração do sistema de ensaio;

f) aquisição dos sinais referentes ao ruído magnético Barkhausen em pontos definidos do

material utilizado na fabricação da junta dissimilar (corpo de prova dos ensaios);

g) realização dos ensaios de tensões residuais pelo método do furo central.

3.1 Seleção dos materiais

Os materiais utilizados como metais de base nos experimentos para a determinação de tensões

residuais pelo método do furo central (destrutivo/semi-destrutivo) e pela análise do ruído

magnético Barkhausen (não destrutivo), antes e após a soldagem da junta dissimilar foram o

aço ferrítico ASTM A508 forjado (ASTM A508/A508M, 2010) e o aço inoxidável austenítico

AISI 316L, em razão da utilização de ambos em juntas do pressurizador em atividade na usina

nuclear Angra I, sujeitas ao fenômeno de corrosão sob tensão durante o seu ciclo de trabalho.

O aço ASTM A 508 é utilizado, também, na fabricação de geradores de vapor e vasos de

pressão de reatores nucleares. O processo de fabricação do aço ASTM A 508 é por

forjamento, sendo submetido a um aquecimento para austenitização a vácuo para a retirada de

gases, principalmente o hidrogênio, posterior resfriamento (têmpera) para a completa

38

transformação da austenita e logo em seguida o revenimento, finalizando o beneficiamento do

aço de acordo com as exigências da especificação do material à sua aplicação. As

recomendações para a realização do procedimento de tratamento térmico durante a fabricação

deste material são estabelecidas na norma de referência ASTM A788 (ASTM A788/A788M,

2010).

As amostras do aço ASTM A508 utilizadas nos experimentos foram obtidas a partir de uma

placa deste aço com dimensões, numa seção transversal, de 165mm x 130mm e comprimento

de 500mm. Desta peça foram preparadas amostras com comprimento de 165mm, largura de

130mm e espessura de 12mm que, posteriormente, foram usinadas para a soldagem. As

amostras de aço AISI 316L foram adquiridas já cortadas.

3.2 Caracterização dos materiais

3.2.1 Composição Química

A análise química dos materiais envolvidos no ensaio de RMB foi realizada em um

espectrômetro ótico MX 600 – SPECTROMAXX.

3.2.2 Ensaios mecânicos

3.2.2.1 Ensaio de tração

Os ensaios mecânicos nos aços estudados foram executados sob condições padronizadas

(ASTM E8M-09, 2010) em uma máquina de ensaios universal INSTRON com capacidade de

100kN. Foram preparados três corpos de prova com a manutenção da mesma direção durante

a realização de corte. Ressalta-se que para o material forjado a direção de orientação dos

grãos é diversificada.

39

Após a preparação, os corpos de prova foram submetidos ao controle dimensional para a

verificação da conformidade com a norma de referência (ASTM E8M-09, 2010). Em seguida,

os corpos de prova do aço ASTM A 508 foram instrumentados com extensômetros elétricos

resistivos tipo NFCA-1-11-TN (VISHAY MICRO-MEASUREMENTS, 2005) para o

acompanhamento e verificação das deformações e para a determinação do módulo de

elasticidade e do coeficiente de Poisson durante a realização dos ensaios de tração. (Ver FIG.

19). A determinação experimental do módulo de elasticidade (E) e do coeficiente de Poisson

() é importante porque esses valores são utilizados nas equações da resistência dos materiais

tanto para a determinação das tensões atuantes em um dado material a partir do valor das

deformações que os mesmos estão submetidos quanto para a determinação de tensões

residuais. Os três (3) corpos de prova de aço ASTM A 508 preparados, podem ser observados

na FIG. 19. Suas dimensões são: comprimento 200mm e largura de 12,7 mm nas

extremidades. O relatório de ensaio pode ser observado no ANEXO D.

FIGURA 19 - Corpos de prova de tração instrumentados com extensômetros de dois elementos tipo roseta NFCA-1-11-TML.

O tipo de extensômetro utilizado pode ser observado na FIG. 20 e suas características são

apresentadas na TAB. 3.

40

FIGURA 20 - Extensômetros de dois elementos tipo NFCA-1-11-TML.

TABELA 3

Características dos extensômetros utilizados para a determinação do coeficiente de Poisson do

aço ASTM A 508

Corpo de

Prova

Extensômetro

Tipo Lote

Comprimento

Útil do

Elemento (mm)

Constante k Resistência (Ω)

Elemento Elemento

1 2 1 2

1

NFCA-1 657271 1

2,14 2,14 120±0,5 120±0,5

2 2,14 2,14 120±0,5 120±0,5

3 2,14 2,14 120±0,5 120±0,5

FONTE: VISHAY MICRO-MEASUREMENTS.

Para a determinação do coeficiente de Poisson os corpos de prova foram submetidos a quatro

(4) níveis de carregamento: 50kN, 100kN, 150 kN e 200 kN. Em cada um dos níveis de

carregamento a relação entre a deformação transversal e a deformação longitudinal dos corpos

de prova foi determinada. O valor médio do coeficiente de Poisson para o material foi

determinado a partir dos resultados obtidos para os três corpos de prova.

41

3.2.2.2 Ensaio de dureza

Os ensaios de dureza foram realizados com a utilização de um durômetro portátil modelo

MIC 10 – KRAUTKRAMER, em conformidade com a norma ASTM E 92 (ASTM E92-82,

2003). Os relatórios dos ensaios podem ser observados nos ANEXOS E e G, respectivamente.

3.3 Microestrutura

Para a determinação do tipo de microestrutura presente e de suas características, amostras do

material foram selecionadas, retiradas e preparadas conforme a norma ASTM E 3 (ASTM E3-

01, 2001). As dimensões das amostras podem ser observadas, de forma esquemática, na FIG.

21.

FIGURA 21 - Amostra do aço ASTM A 508 Grau 3 Classe 1 utilizado com as respectivas medidas selecionadas para os ensaios.

Na FIG. 22 são apresentadas as amostras retiradas para a realização das micrografias.

42

FIGURA 22 - Metodologia de preparação de amostras de acordo com a norma ASTM E 3.

Na FIG. 23 é apresentada a forma de identificação das amostras.

FIGURA 23 - Corpos de prova preparados com as respectivas identificações de acordo com a norma ASTM E 3.

Para a realização do corte das amostras foi utilizado o equipamento Discotom - Struers. Após

a operação de corte, as amostras foram embutidas a quente com resina de baquelite no

equipamento Labopress-3 Struers.

O lixamento e o polimento das amostras, posteriores ao embutimento, foram realizados com a

43

utilização da politriz Buehler Phoenix 4000. As condições de preparo são apresentadas no

Anexo H. As amostras metalográficas obtidas podem ser observadas na FIG. 24.

FIGURA 24 - Amostras metalográficas para a micrografia – Faces A, C e F, respectivamente.

Na metalografia é clássico observar tamanho de grão, forma e distribuição de partículas de

segunda fase, características dos contornos de grãos, precipitados e constituintes que são

importantes para a determinação do comportamento da maioria dos metais e ligas. Essas

características são observadas em um microscópio numa faixa de escala de 1000 – 0.1μm

(ASM HANDBOOK, 2004).

Após o embutimento as amostras foram atacadas quimicamente com uma solução de 2% de

ácido nítrico (HNO3) e 98% de álcool etílico absoluto (H206), por um tempo máximo de um

minuto para a análise da microestrutura e para a determinação do tamanho médio de grão

(ASTM E407–07e1, 2007). Posteriormente ao ataque químico, as amostras foram observadas

e fotografadas com a utilização do microscópio Ortholux II POL-BK – Leitz.

3.4 Corpos de provas

Os ensaios eletromagnéticos são sensíveis a variações microestruturais, sendo recomendado

que os padrões de referência utilizados para avaliar um dado material tenham as mesmas

características físicas, químicas e metalúrgicas do material ensaiado (ASME V ARTIGO 8,

2007). No caso do ensaio eletromagnético pela análise do ruído magnético Barkhausen

(RMB), variações na microestrutura, na presença de descontinuidades ou de campos de

44

tensões no material provocam alterações no movimento das paredes de Bloch durante o

processo de magnetização, o que ocasiona uma variação nas características do RMB

resultante (KRONING et al., apud SILVA JÚNIOR, 2005).

Os corpos de prova utilizados tanto na preparação das juntas soldadas quanto para a obtenção

de padrões para a calibração do sistema de ensaio foram retirados da mesma amostra de aço

ASTM A 508.

Para o desenvolvimento do trabalho foram preparadas duas chapas, uma de aço ASTM A 508

e uma de aço AISI 316L. Em cada uma das chapas foi usinado um chanfro de 30°. As

dimensões finais das chapas foram 165mm x 130mm x 12mm. Após a preparação do chanfro

o corpo de prova de aço ASTM A 508 foi submetido a um tratamento térmico para alívio de

tensões a uma temperatura de 600ºC durante uma hora, seguido de resfriamento ao forno e em

seguida decapado com uma solução de ácido clorídrico a 10%. Foram então, marcadas em sua

superfície de forma bem suave linhas paralelas e perpendiculares ao chanfro, formando uma

malha. A primeira linha paralela ao chanfro foi posicionada a 8mm da borda do mesmo. As

demais linhas paralelas ao chanfro foram traçadas com distância de 5 mm entre si. As linhas

perpendiculares ao chanfro foram traçadas tendo como referência uma das bordas sendo

também separadas por uma distância de 5mm. O arranjo pode ser observado na FIG.25. O

ponto de encontro das linhas, identificados pelo sistema linha x coluna, foi utilizado como

referência para a medição do ruído magnético Barkhausen antes do processo de soldagem e

após o mesmo, bem como para o posicionamento de rosetas para os ensaios de tensões

residuais pelo método do furo central, realizados, posteriormente.

Como indicado na FIG. 25, as medições foram realizadas nas linhas 1 e 3, com início e

término a 30mm das bordas da chapa, devido a restrições de posicionamento do sensor

utilizado. Foram realizadas ainda medidas adicionais nas colunas 10, 17 e 24.

45

FIGURA - 25 Croqui das medições da pesquisa no ASTM A 508.

3.5 Vigas de isoflexão

Para a determinação de tensões atuantes ou residuais em materiais ferromagnéticos pela

análise do ruído magnético Barkhausen, deve-se estabelecer a correlação entre o estado e

tensões atuantes no material e o padrão do ruído magnético Barkhausen produzido no mesmo

durante o processo de magnetização. Nesse trabalho foram utilizados corpos de prova com a

forma de vigas de isoflexão, usinadas das mesmas amostras, utilizadas, posteriormente, para a

formação da junta soldada que foi utilizada nos experimentos. Foram usinadas duas vigas,

uma com o eixo longitudinal paralelo à direção do cordão de solda no corpo de prova soldado

e outra com o eixo longitudinal perpendicular ao mesmo. Durante a calibração, o ruído

magnético Barkhausen foi determinado magnetizando-se o material na direção longitudinal de

cada uma das vigas. Posteriormente, na junta soldada, o ruído magnético Barkhausen foi

determinado nas mesmas direções, ou seja, paralela e perpendicular ao cordão.

Após a usinagem, as vigas foram submetidas a um tratamento térmico para alívio de tensões.

O tratamento térmico foi realizado em um forno Grion, sendo aquecidas a uma taxa de

46

3ºC/minuto até a temperatura de 600ºC, permanecendo na mesma por um período de 30

minutos, sendo em seguida resfriadas no próprio forno. Em seguida foram submetidas a um

processo de decapagem utilizando uma solução de ácido clorídrico a 10%, limpas e

instrumentadas com rosetas de três elementos tipo KFG-5-120-C1-11.

As rosetas foram fixadas ao material utilizando-se as técnicas convencionais de

extensiometria (MEASUREMENTS GROUP, 1989). As características das rosetas são

apresentadas na TAB. 4 e a disposição das rosetas nas mesmas pode ser vista na FIG. 26.

TABELA 4

Características das rosetas utilizadas nas vigas de isoflexão do aço ASTM A 508.

Viga Roseta

Tipo Lote

Comprimento Útil

do Elemento

(mm)

Constante k Resistência (Ω)

Elemento Elemento

1 2 3 1 2 3

1 KFG-5-120-C1-11 Y3085S 5 2,12±1% 120,2±0,2

2

FONTE: VISHAY MICRO-MEASUREMENTS.

FIGURA 26 - Desenho esquemático das vigas de isoflexão utilizadas com a posição das rosetas e da sonda Barkhausen para a calibração.

Após a fixação das rosetas e de seus terminais, a região ao redor das mesmas foi protegida por

uma camada de esmalte para evitar a oxidação superficial do material. Em seguida os

47

terminais foram ligados à instrumentação utilizando-se uma ligação a três fios. Foi utilizado

para a medida das deformações o equipamento SPIDER 8-30 - HBM. Neste sistema, cada

extensômetro constitui um braço de uma ponte de Wheatstone, alimentada com uma tensão de

2,5V.

Como variações na geometria sensor/superfície do material podem produzir alterações

significativas nas medições realizadas, torna-se necessário, em determinadas situações, o uso

de gabaritos que assegurem uma posição fixa do sensor/sonda utilizado para medir o valor do

RMB em relação à superfície de ensaio. Após a realização de testes iniciais, verificou-se a

necessidade do uso de um gabarito para realização das medições tanto nas chapas/juntas

soldadas como nas vigas de isoflexão, durante a calibração do sistema de ensaio.

3.6 Dispositivo de carregamento por flexão

Após a instrumentação, as vigas foram montadas no dispositivo de carregamentos apresentado

na FIG. 27. Neste dispositivo a aplicação das cargas é realizada por meio de parafusos

atuando na extremidade da viga, possibilitando a obtenção de tensões de tração e de

compressão na superfície das mesmas.

FIGURA 27 - Viga do material A 508 no dispositivo de carregamento por flexão.

48

3.7 Equipamento para análise do ruído magnético Barkhausen

Para a excitação do material, detecção e processamento do ruído magnético Barkhausen foi

utilizado o equipamento MicroScan 600 - Stresstech e uma sonda com excitação em duas

direções ortogonais. O conjunto pode ser observado na FIG. 28.

FIGURA 28 - Sistema para análise do ruído magnético Barkhausen.

O sistema possibilita o controle da tensão de excitação da sonda e da amplitude do campo

magnético de excitação, cuja freqüência pode variar de 6 a 1000 Hz.

O ruído magnético Barkhausen detectado pode ser analisado na faixa de freqüências entre

3kHz e 1000kHz. Para análise, o sistema de ensaio utiliza como referência os blocos

retificados dos sinais gerados nos ciclos positivo e negativo de magnetização. Os sinais

retificados são suavizados sendo obtidas curvas envelope que representam distribuições

suavizadas dos mesmos. Os parâmetros utilizados para análise neste trabalho foram o valor

RMS, que representa o valor médio quadrático de todas as amplitudes amostradas, em volts e

o valor máximo do ruído magnético Barkhausen, que corresponde ao máximo da curva

envelope. Também foram avaliados parâmetros como a posição em que o valor máximo

ocorre em meio ciclo de magnetização e o FWHM, que corresponde à largura da curva

49

envelope na metade do valor máximo. Esses parâmetros são determinados para uma

determinada faixa de freqüências de análise. Durante todo o processo de avaliação devem ser

preservados todos os ajustes definidos no processo de calibração, para que os resultados

possam ser comparados. A corrente de excitação e o ruído magnético Barkhausen gerado para

uma amostra de aço ASTM A 508 podem ser observados na FIG. 29. Os blocos de ruídos

retificados, gerados durantes os ciclos de magnetização positiva e negativa do material,

podem ser observados na FIG. 30, assim como as curvas envelopes resultantes.

FIGURA 29 - Apresentação do software do RMB.

FIGURA 30 - Software com apresentação de todos os parâmetros detectados do RMB.

50

Para a realização dos experimentos foi utilizada a sonda modelo S1-101-51-04 série 5189

Stresstech, com magnetização em duas direções ortogonais e núcleo da bobina de detecção

com diâmetro de 3mm. A sonda, montada no gabarito de posicionamento, pode ser observada

na FIG. 31.

FIGURA 31 - Sonda utilizada nos experimentos, montada no gabarito de posicionamento.

3.8 Determinação dos Parâmetros de Ensaio

3.8.1 Freqüência de magnetização

A freqüência do campo magnético de excitação foi selecionada a partir de resultados obtidos

no Laboratório de END do CDTN, sendo verificado que a amplitude do ruído magnético

Barkhausen aumenta com o aumento da freqüência de magnetização, para uma mesma tensão

de excitação. Também, durante a calibração do sistema de ensaio com as vigas de isoflexão,

verificou-se que campos magnéticos de excitação com freqüências maiores são mais

adequados, sendo selecionada uma freqüência de 100Hz para a realização dos experimentos

(SILVA JÚNIOR, 2005).

51

3.8.2 Freqüência de análise

A faixa de freqüência utilizada para análise foi de 70kHz a 200kHz.(ver FIG. 32), o que

limitou a profundidade de medição à região superficial do material.

FIGURA 32 - Faixa de freqüência de análise do RMB demonstrada no software do equipamento utilizado.

3.8.3 Tensão de excitação

A tensão de excitação foi determinada experimentalmente. O processo consistiu em se

magnetizar o material com campos magnéticos gerados com diferentes tensões de excitação e

determinar o valor da tensão de excitação para a qual a taxa de variação do valor RMS do

ruído é máxima (SILVA JÚNIOR, 2005). O valor determinado para a tensão de excitação foi

de 2,5V, para a sonda utilizada. O campo magnético resultante para a tensão de excitação

utilizada foi medido ao ar, utilizando-se um medidor de campo magnético Teslameter 5080 -

F W BELL, na extremidade dos eletroímãs de excitação da sonda. A montagem usada pode

ser observada na FIG. 33.

52

FIGURA 33 - Montagem para medição do campo magnético de excitação do RMB.

3.9 Calibração do Sistema de Ensaio e Preparação da Junta Dissimilar

3.9.1 Aquisição do ruído magnético Barkhausen

Após a definição da freqüência de magnetização, o número de meios ciclos de magnetização

nos quais o ruído magnético Barkhausen foi adquirido em cada medição foi definido

levando-se em consideração a freqüência de amostragem utilizada (2,5MHz), a freqüência de

magnetização (100Hz), o número de dados possíveis de serem adquiridos pelo sistema de

ensaio em uma medição (800000) e o tempo de processamento dos sinais. Após ensaios

iniciais, foram estabelecidos quatro meios ciclos de magnetização como padrão para a

realização dos experimentos. Como em cada ciclo completo de magnetização são adquiridos

dois blocos de ruído, a aquisição foi feita em dois ciclos de magnetização.

A magnetização do material foi realizada utilizando-se a forma de onda senoidal para o

campo magnético de excitação.

53

3.9.2 Curvas de Ajuste - RMB x Deformação

As curvas representando os parâmetros referentes ao ruído magnético Barkhausen em função

do estado de tensões presente no material estudado foram obtidas submetendo-se as vigas de

isoflexão a carregamentos diferentes, de forma a produzir tensões de tração e de compressão

na superfície das mesmas, tendo sido aplicados um total de 44 carregamentos. A cada

carregamento, as deformações geradas na superfície das vigas foram determinadas a partir das

leituras das rosetas instaladas na superfície das mesmas. Ao mesmo tempo, foi feita a

aquisição do ruído magnético Barkhausen gerado em cada carregamento. Os carregamentos

foram selecionados de forma a produzirem deformações nas vigas referentes a tensões com

valores entre 75% do limite de escoamento do material a compressão até 75% do limite de

escoamento a tração. Os valores de referência para a tensão de escoamento foram os obtidos

nos ensaios de tração. Os valores das deformações obtidas na superfície das vigas para atingir

os limites de tensões desejados foram determinados utilizando-se a Eq. 6:

= m / E (6)

sendo:

E – módulo de elasticidade do material (Pa)

- deformação unitária

m - tensão mecânica (Pa)

Em cada patamar de carregamento, as deformações nas vigas foram determinadas utilizando-

se o sistema de aquisição de dados Spider 8-30, monitorando-se as variações de tensões

ocorridas em cada carregamento por um circuito de ponte de Wheatstone, 1/4 de ponte, do

qual o extensômetro utilizado como elemento sensor faz parte. O sistema determina as

deformações usando-se a Eq. 7:

= 4 V / V k (7)

54

sendo:

V – a diferença entre a leitura devida a um determinado carregamento e a leitura inicial

indicada pela ponte de Wheatstone (V)

V – a tensão de alimentação da ponte (V)

K – o fator de conversão do extensômetro.

3.9.3 Realização da soldagem

A soldagem do corpo de prova foi realizada de acordo com o mesmo procedimento utilizado

para a fabricação de um bocal contendo soldas de materiais dissimilares (ASTM A 508/AISI

316L) no laboratório de soldagem do CDTN (CDTN RT, 2010). Esse bocal, com

características dimensionais similares a um dos bocais existentes no pressurizador de Angra 1,

foi fabricado com o objetivo de se compreender melhor tanto o processo de soldagem dos

materiais dissimilares quanto o processo de recobrimento denominado “weld overlay”,

realizado para gerar tensões de compressão na região interna do bocal.

Embora o corpo de prova utilizado neste trabalho possua uma geometria diferente, a

utilização de um procedimento definido permite a reprodução da junta soldada em outros

corpos de prova para continuação dos estudos. As chapas preparadas para a soldagem podem

ser observadas na FIG. 34. A chapa de aço ASTM A 508 foi identificada como CP 05 A e a

chapa de aço inoxidável AISI 316L como CP 05 B. As medições do ruído magnético

Barkhausen, antes e após a soldagem, foram realizadas no CP 05 A, de aço ASTM A 508,

material ferromagnético.

55

FIGURA 34 - Junta dissimilar preparada para a realização da soldagem.

Como o objetivo do trabalho foi o estudo da sensibilidade do ensaio não destrutivo baseado

na análise do RMB para a avaliação de diferentes estados de tensões presentes em uma junta

soldada de aço ASTM A 508/AISI 316L, a soldagem foi realizada com as peças montadas em

um gabarito, para restringir a sua movimentação durante a soldagem, devido às tensões

geradas durante o resfriamento, com a conseqüente geração de tensões residuais.

Na primeira etapa do processo de soldagem, a chapa de aço ASTM A 508 foi pré-aquecida a

200°C, sendo então depositadas no bisel, nove camadas de revestimento em dezoito passes,

com uma espessura total de 15mm. A temperatura entre passes foi mantida entre 120°C e

200°C. O material de adição utilizado foi o ER CrNi-3, com diâmetro de 2,4mm e o processo

de soldagem GTAW. Após a deposição, o excesso de material foi retirado por lixamento

mecânico e a geometria do bisel-tipo meioV ajustada para 30º. Os parâmetros de soldagem

utilizados estão apresentados na TAB. 5.

TABELA 5

Parâmetros de soldagem utilizados no amanteigamento do bisel da chapa de aço ASTM A 508

Parâmetros de Soldagem

Corrente (A) 120

Tensão (V) 18

Velocidade (mm/s) 3,5

Energia de soldagem (J/mm), = 0,7. 432

As diversas fases do processo de soldagem podem ser observadas na FIG. 35 a FIG. 38.

56

FIGURA 35 - Etapa do amanteigamento com o total de 18 passes.

FIGURA 36 - Processo de esmerilhamento do revestimento do bisel.

FIGURA 37 - Bisel esmerilhado e preparado.

57

Na segunda etapa, antes do início do processo de soldagem da raiz da junta dissimilar, as

chapas foram fixadas em um gabarito para evitar distorções durante a soldagem. Em seguida

as chapas foram aquecidas até 150ºC, de maneira uniforme e foram realizados dois passes de

raiz, com movimento oscilante, também pelo processo GTAW e como material de adição o

ER Cr Ni-3, com 2,4mm de diâmetro. Os parâmetros de soldagem utilizados são apresentados

na TAB. 6. O conjunto montado no gabarito e após a soldagem pode ser observado na FIG. 38

e FIG. 39.

TABELA 6

Parâmetros de soldagem utilizados na raiz da junta de materiais dissimilares

Parâmetros de Soldagem

Corrente (A) 120

Tensão (V) 18

Velocidade (mm/s) 2,7

Energia de soldagem (J/mm), = 0,7 560

FIGURA 38 - Junta dissimilar no gabarito fixada evitando maiores distorções geométricas.

58

FIGURA 39 - Junta dissimilar com os passes de raiz realizados.

Na terceira etapa foi realizado o enchimento da junta, pelo processo SMAW, com movimento

oscilante, eletrodo E CrNiFe – 3 com diâmetro de 4mm e um total de três passes. Os

parâmetros de soldagem utilizados são apresentados na TAB. 7. O conjunto após a soldagem

pode ser observado na FIG. 40.

TABELA 7

Parâmetros de soldagem utilizados no enchimento da junta de materiais dissimilares

Parâmetros de Soldagem

Corrente (A) 180

Tensão (V) 25

Velocidade (mm/s) 1,8

Temperatura entre passes máx.(ºC) 200

Energia de soldagem (J/mm), = 0,7. 1170

59

FIGURA 40 - Junta dissimilar com os passes de enchimento.

Na quarta etapa foram executados os passes de acabamento, em um total de três, também pelo

processo SMAW, movimento oscilante e com eletrodo E CrNiFe - 3 com diâmetro de 4mm.

Os parâmetros de soldagem utilizados são apresentados na TAB. 8. O conjunto após a

soldagem pode ser observado na FIG. 41.

Após a soldagem e retirada da escória, de imediato, a peça foi inserida no forno para um

PWHT à temperatura de 200ºC e posteriormente, a 100ºC e 50ºC, ocorrendo um resfriamento

gradativo com uma taxa bem lenta dentro do forno até a temperatura de 50 ºC.

TABELA 8

Parâmetros de soldagem utilizados no acabamento da junta de materiais dissimilares.

Parâmetros de Soldagem

Corrente (A) 180

Tensão (V) 25

Velocidade (mm/s) 2,0

Energia de soldagem (J/mm), = 0,7 1050

60

FIGURA 41 - Junta dissimilar soldada.

3.10 Medição de tensões residuais

A determinação das tensões residuais pelo uso da análise do ruído magnético Barkhausen foi

realizada medindo-se o valor do ruído magnético Barkhausen nas direções x (paralela ao

cordão de solda) e y (perpendicular ao cordão de solda) do corpo de prova, nos pontos de

interesse. Em seguida, o valor das deformações foi determinado a partir das curvas de ajuste

RMB x Deformação e as tensões calculadas a partir das equações:

)(1 2

YXx

E

(8)

)(1 2

XYY

E

(9)

Sendo:

x e y = Tensões mecânicas nas direções X e Y, respectivamente.

E = Módulo de elasticidade do material.

= Coeficiente de Poisson do material.

61

x e y = Deformações mecânicas nas direções X e Y, respectivamente.

A determinação das tensões residuais pelo método do furo central foi realizada de acordo com

a norma ASTM E 837 (ASTM E 837-08e1, 2010), a nota técnica TN-503 publicada pela

Vishay (VISHAY, 2005.) e os procedimentos de ensaio utilizados no laboratório de análise de

tensões do CDTN. Para a aquisição dos dados foram utilizados o equipamento Spider 8-30 e o

software Catman Easy. A usinagem do furo foi executada utilizando-se o equipamento RS-

200, fabricado pela Vishay. A ferramenta de corte utilizada foi uma broca de carboneto de

tungstênio FG 37 Sorensen. O conjunto de furação foi alimentado com ar comprimido a uma

pressão de 7,5kgf/cm2, de forma a manter a rotação da ferramenta elevada o suficiente para

não introduzir tensões no material testado. As rosetas foram instaladas utilizando-se as

técnicas convencionais de extensiometria (MEASUREMENTS GROUP, 1989) em locais

selecionados para as medições. Foram utilizados dois tipos de rosetas nos ensaios, cujas

características estão apresentadas na TAB. 9. O corpo de prova soldado, após a instalação das

rosetas, pode ser observado na FIG. 42 e FIG. 43. O desenho esquemático com a distribuição

das rosetas pode ser observado na FIG. 44, O equipamento RS-200 montado para a realização

dos ensaios, pode ser observado na FIG. 45.

TABELA 9

Características das rosetas utilizadas nas medições de tensões residuais na junta dissimilar.

Roseta Tipo

Lote

Constante k Resistência (Ω)

Elemento Elemento

1 2 3 1 2 3

CEA-06-062UM-120

A66AD412 2,08±0,5% 120,0±0,4%

EA-06-062RE-120 A66AD417 2,09±0,5% 120,0±0,2%

FONTE: VISHAY, 2005.

62

FIGURA 42 - Junta soldada após a instalação das rosetas

FIGURA 43 - Detalhamento dos extensômetros elétricos.

SO

ND

A B

AR

KH

AU

SEN

LT

LT

FIGURA 44 - Croqui do corpo de prova com as rosetas instaladas e a sonda Barkhausen indicando as direções de medição: longitudinal (L) e transversal (T).

63

FIGURA 45 - Equipamento utilizado para as medições de tensões residuais pelo método do furo central.

3.11 Microdureza após a soldagem

Para a realização da microdureza de amostras da junta soldada utilizou-se o microdurômetro

digital Future Tech - FMARS 90. Os ensaios foram realizados de forma padronizada (ASTM

E384-07a, 2007).

64

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO

4.1 Composição química

Em conformidade com o procedimento experimental mencionado na seção 3.2.1, apresenta-se

na TAB. 10 a composição química do aço ASTM A 508 obtida.

TABELA 10

Composição química do aço ASTM A 508 analisado

ASTM A 508 Grau 3 Classe 1

Elemento Químico Composição química (%w)

C 0,2070

Mn 1,3580

P 0,0070

S <0,0050

Si 0,2120

Ni 0,6930

Cr 0,1000

Mo 0,5040

V 0,0000

Ti <0,0050

Cu 0, 005

Co <0,0050

Nb 0,0050

Al 0,0130

Os certificados com os resultados da análise química dos materiais utilizados podem ser

observados no ANEXO A.

65

Baseado na composição química determinou-se o carbono equivalente do material, como:

)15

%(%)5

%%(%6

%%%Cu

NiV

MoCrMn

CCE (10)

logo:

%43,0% EC

4.2 Propriedades mecânicas

Em conformidade com o procedimento experimental descrito na seção 3.2.2, os resultados

médios encontrados para as principais propriedades mecânicas para o aço estudado estão

apresentados na TAB. 11.

TABELA 11

Propriedades mecânicas do aço ASTM A 508

Material Limite de Escoamento

(MPa) Limite de

Resistência (MPa) Alongamento

(%)

Dureza

(HV)

ASTM

A508

445 ± 20

597 ± 20 20 ± 2

218 ±5%

Baseado nos valores obtidos para as propriedades mecânicas do material e para a sua

composição química verificou-se que o mesmo se enquadra na especificação ASTM A 508

Grau 3 Classe 1.

O valor do coeficiente de Poisson determinado experimentalmente foi 0,27±0,01. Este valor

foi utilizado no cálculo das tensões residuais pelo método do furo central, das tensões atuantes

nas vigas de isoflexão e das tensões residuais pela análise do ruído magnético Barkhausen.

66

4.2.1 Microestrutura

As micrografias da material em estudo, de amostras retiradas das faces A, C e F do material

estudado, podem ser observadas na fig. 46, 47 e 48. Verifica-se na FIG. 46, referente à face A,

uma microestrutura com predominância de martensita revenida não orientada, com

microdureza média medida de aproximadamente 199HV.

FIGURA 46 - Micrografia da microestrutura de uma amostra retirada da seção longitudinal do material - Face superior (A) - com aumento de 150X – Reativo NITAL 2%.

Observa-se na FIG. 47, referente à face C, uma microestrutura com predominância de

martensita revenida não orientada, com microdureza média medida de aproximadamente

199HV.

67

FIGURA 47 - Micrografia da microestrutura de uma amostra retirada da seção transversal do material - Face lateral C - com aumento de 150 X -– Reativo NITAL 2%.

Verificou-se na FIG. 48, referente à face F, uma microestrutura com predominância de

martensita revenida não orientada com microdureza média medida de aproximadamente

176HV.

FIGURA 48 - Micrografia de revelação da microestrutura de uma amostra retirada da seção transversal do material forjado - Face da espessura (F) - com aumento de 150 X.

68

4.3 Resultados pelo método RMB

4.3.1 Campo magnético de excitação

Os valores do campo magnético de excitação nos terminais dos núcleos de magnetização da

sonda, nas direções transversal e longitudinal, para a tensão de excitação de 2,5V, foram de

3394A/m e 3366A/m, respectivamente.

As curvas referentes ao valor do campo magnético aplicado em função da tensão de excitação

podem ser observadas na FIG. 49 (a) e (b), para excitação transversal e longitudinal da sonda.

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,00

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

Ca

mp

o M

agn

étic

o de

Exc

itaçã

o (A

/m)

Tensão de Excitação (V)

Equation y = a + b*x

Adj. R-Square 0,99997

Value Standard Error

Campo Magnético de Excitação

Intercept -0,63118 3,03302

Campo Magnético de Excitação

Slope 1344,00595 1,03515

0 1 2 3 4 50

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

Ca

mp

o M

agné

tico

de

Exc

itaçã

o (

A/m

)

Tensão de Excitação (V)

Equation y = a + b*x

Adj. R-Square 0,99998

Value Standard Error

Campo Magnético de Excitação

Intercept 1,93796 2,40412

Campo Magnético de Excitação

Slope 1351,20864 0,82051

(a) (b)

FIGURA 49 - Campo magnético aplicado em função da tensão de excitação no núcleo de excitação transversal (a) e longitudinal (b) da sonda.

4.3.2 Medições do ruído magnético Barkhausen no corpo de prova CP 05 A

Os resultados encontrados para as medições do ruído magnético Barkhausen na linha 1

(ZTA), antes da soldagem da junta dissimilar, medidos na direção perpendicular ao chanfro

no corpo de prova CP 05 A (longitudinal) ao longo do mesmo, podem ser observados nas

FIG. 50 (a) e (b) e FIG. 51 (a) e (b). As barras de erro representam a estimativa por intervalo

dos valores médios verdadeiros com intervalo de confiança de 95%.

69

4.3.3 Medições antes da soldagem - Direção longitudinal - Linha 1.

Os resultados referentes aos valores RMS e máximo do ruído magnético Barkhausen são

apresentados na FIG. 50 (a) e (b).

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

52

56

60

64

68

72

76

80

84

88

92

Ru

ído

Ma

gn

étic

o B

ark

hau

sen

- V

alo

r R

MS

(m

V)

Posição (mm)

CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Longitudinal

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16060

70

80

90

100

110

120

130

140

Ru

ído

Mag

nétic

o B

arkh

ause

n -

Va

lor

Máx

imo

(mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Longitudinal

(a) (b)

FIGURA 50 - Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 1 na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem.

Os resultados referentes a posição do valor máximo e FWHM do ruído magnético Barkhausen

são apresentados na FIG. 51 (a) e (b).

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

20

30

40

Po

siçã

o V

ma

x

Posição (mm)

CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Longitudinal

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

56

58

60

62

64

66

68

70

72

FW

HM

Posição (mm)

CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Longitudinal

(a) (b)

FIGURA 51 - Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) obtidos para a linha 1 na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem.

70

Pode-se observar, pela análise da FIG. 50 (a) e (b) que os perfis de variação do ruído

magnético Barkhausen ao longo do corpo de prova, obtidos a partir do valor RMS e do valor

máximo são similares. Entretanto, o perfil obtido por meio do valor máximo apresenta

diferenças maiores entre os maiores e os menores valores obtidos no intervalo,

proporcionando uma resolução maior nas medições. Este parâmetro foi utilizado

posteriormente, na análise das tensões residuais na junta dissimilar, como principal parâmetro

de análise do RMB.

Pela análise da FIG. 51 (a), referente à posição de ocorrência do valor máximo, verifica-se

que a mesma não apresentou variações expressivas ao longo do corpo de prova, não

acompanhando os perfis obtidos com o valor RMS e o valor máximo, o que demonstra pouca

sensibilidade às diferenças de tensões existentes no material. Observa-se também uma

dispersão elevada nos resultados obtidos, tanto para os valores da posição do valor máximo

como para o parâmetro FWHM. Os valores RMS e máximo podem ser visualizados

simultaneamente na FIG. 52.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16050

60

70

80

90

100

110

120

130

Ruí

do M

agné

tico

Ba

rkha

usen

(m

V)

Posição (mm)

CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Longitudinal

Valor RMS

Valor Máximo

FIGURA 52 - Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 1, na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal), do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem.

4.3.4 Medições antes da soldagem - Direção Transversal - Linha 1

Os resultados encontrados para as medições do ruído magnético Barkhausen na linha 1

(ZTA), antes da soldagem da junta dissimilar, medidos na direção paralela ao chanfro no

71

corpo de prova CP 05 A (longitudinal), ao longo do mesmo, podem ser observados na FIG. 53

(a) e (b) e FIG. 54 (a) e (b). As barras de erro representam a estimativa por intervalo dos

valores médios verdadeiros com coeficiente de confiança de 95%.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Transversal

Ru

ído

Ma

gné

tico

Ba

rkh

ause

n -

Val

or R

MS

(m

V)

Posição (mm)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

45

60

75

90

105

120

135

150

165

180

195CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Transversal

Ruí

do

Ma

gné

tico

Ba

rkha

use

n -

Va

lor

Máx

imo

(m

V)

Posição (mm)

(a)

(b)

FIGURA 53 - Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 1, na direção paralela ao chanfro (transversal), do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16010

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Transversal

Po

siçã

o V

max

Posição (mm)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

50

55

60

65

70

75 CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Transversal

FW

HM

Posição (mm)

(a) (b)

FIGURA 54 - Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) para a linha 1, na direção paralela ao chanfro (transversal), do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem.

Para as medições realizadas na direção transversal, os perfis obtidos referentes ao valor RMS

e valor máximo do ruído magnético Barkhausen foram similares, com as mesmas

características observadas na FIG. 50. Os valores RMS e máximo podem ser visualizados

simultaneamente na FIG. 55.

72

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16015

30

45

60

75

90

105

120

135

150

165

180

195

Ru

ído

Mag

nét

ico

Ba

rkh

ause

n (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Antes da soldagem

ZAC - Direção Transversal

Valor RMS

Valor Máximo

FIGURA 55 - Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 1, na direção paralela ao chanfro (transversal), do corpo de prova CP 05 A, antes da soldagem.

4.3.5 Medições antes da soldagem - Direção longitudinal - Linha 3

Os resultados encontrados para as medições do ruído magnético Barkhausen na linha 3, antes

da soldagem da junta dissimilar, medidos perpendicularmente ao chanfro no corpo de prova

CP 05 A (longitudinal) ao longo do mesmo, podem ser observados nas FIG. 56 (a) e (b) e

FIG. 57 (a) e (b). As barras de erro representam a estimativa por intervalo dos valores médios

verdadeiros com coeficiente de confiança de 95%. Os valores RMS e máximo do RMB são

apresentados na FIG. 56 (a) e (b) e a posição do valor máximo e FWHM na na FIG. 57 (a) e

(b)

0 20 40 60 80 100 120 140 16040

50

60

70

80

90

100

110

Ru

ído

Ma

gn

étic

o B

ark

ha

use

n -

Va

lor

RM

S (

mV

)

Posição (mm)

0 20 40 60 80 100 120 140 16050

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

Ru

ído

Ma

gn

étic

o B

ark

ha

use

n -

Va

lor

Má

xim

o (

mV

)

Posição (mm)

(a) (b)

FIGURA 56 - Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3, na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal), do corpo de prova CP 05 A, antes da soldagem.

73

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16016

18

20

22

24

26

28

30

32

34

36

Pos

ição

- V

ma

x

Posição (mm)

CP 05 A - Posição Vmáx

Direção longitudinal

Metal Base - Antes da soldagem

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16056

58

60

62

64

66

68

70

72

FW

HM

Posição (mm)

CP 05 A - FWHM

Direção longitudinal

Metal Base - Antes da soldagem

(a) (b)

FIGURA 57 - Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) para a linha 3, na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal), do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem.

Para as medições realizadas na direção longitudinal, os perfis obtidos referentes ao valor RMS

e valor máximo do ruído magnético Barkhausen apresentaram comportamento similar ao

observado na FIG. 50 e FIG. 51, com medidas realizadas na linha 1. Os valores RMS e

máximo podem ser visualizados simultaneamente na FIG. 58.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

30

45

60

75

90

105

120

135

150

165

Ru

ído

Mag

né

tico

Ba

rkh

ause

n (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Antes da soldagem - MB

Direção longitudinal

Valor RMS

Valor Máximo

FIGURA 58 - Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 3, na direção perpendicular ao chanfro (longitudinal), do corpo de prova CP 05 A, antes da soldagem.

74

4.3.6 Medições antes da soldagem - Direção Transversal - Linha 3

Os resultados encontrados para as medições do ruído magnético Barkhausen na linha 3, antes

da soldagem da junta dissimilar, medidos na direção paralela ao chanfro no corpo de prova

CP 05 A podem ser observados nas FIG. 59 (a) e.(b) e FIG. 60 (a).e.(b). As barras de erro

representam a estimativa por intervalo dos valores médios verdadeiros com intervalo de

confiança de 95%.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

Ruí

do M

ag

nétic

o B

ark

hau

sen

- V

alo

r R

MS

(m

V)

Posição (mm)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

Ruí

do

Mag

nétic

o B

ark

hau

sen

- V

alor

Máx

imo

(m

V)

Posição (mm)

(a) (b)

FIGURA 59 - Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3, na direção paralela ao chanfro (transversal), do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

16

18

20

22

24

26

28

30

32

34

36

38

Pos

içã

o -

Vm

ax

Posição (mm)

CP 05 A - Posição Vmáx

Direção transversal

Metal Base - Antes da soldagem

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

56

58

60

62

64

66

68

70

72

74

FW

HM

Posição (mm)

CP 05 A - FWHM

Direção transversal

Metal Base - Antes da soldagem

(a) (b)

FIGURA 60 - Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) para a linha 3, na direção paralela ao chanfro (transversal), do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem.

75

Para as medições realizadas na direção transversal, os perfis obtidos referentes ao valor RMS

e valor máximo do ruído magnético Barkhausen apresentaram comportamento similar ao

observado nas FIG. 53 e FIG. 54, com medidas realizadas na linha 1. Os valores RMS e

máximo podem ser visualizados simultaneamente na FIG. 61.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

Ru

ído

Mag

nét

ico

Ba

rkha

use

n (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Antes da soldagem - MB

Valor RMS

Valor Máximo

FIGURA 61 - Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro (transversal) do corpo de prova CP 05 A antes da soldagem.

Comparando-se os resultados apresentados na FIG. 61 com aqueles apresentados na FIG. 55,

Linhas 3 e 1 respectivamente, observa-se que os valores do RMB foram mais elevados na

linha 3. Valores maiores do ruído magnético Barkhausen podem ser produzidos, mantendo-se

inalterada a microestrutura, por uma elevação nas tensões locais de tração ou por uma redução

nas tensões locais de compressão (JILES, 1998).

Após a soldagem, não foi possível realizar as medições ao longo da linha 1, devido ao avanço

do cordão de solda sobre o metal base e à pequena distorção sofrida pelas chapas durante o

processo de soldagem.

4.3.7 Medições depois da soldagem - Direção longitudinal - Linha 3.

Os resultados encontrados para as medições do ruído magnético Barkhausen na linha 3,

medidos perpendicularmente ao cordão de solda do corpo de prova CP 05 A, podem ser

76

observados nas FIG. 62 (a).e (b) e FIG. 63 (a).e.(b). As barras de erro representam a

estimativa por intervalo dos valores médios verdadeiros com intervalo de confiança de 95%.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

Ruí

do

Ma

gnét

ico

Ba

rkha

use

n -

Val

or R

MS

(m

V)

Posição (mm)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

120

135

150

165

180

195

210

225

240

255

Ruí

do M

agn

étic

o B

arkh

aus

en

- V

alo

r M

áxi

mo

(m

V)

Posição (mm)

(a) (b)

FIGURA 62 - Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A depois da soldagem.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

28

29

30

31

32

33

34

35

36

37

38

39

40

41

42

Pos

ição

- V

max

Posição (mm)

CP 05 A - Posição Vmáx

Direção longitudinal

Metal Base - Depois da soldagem

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16059

60

61

62

63

64

65

66

67

68

69

70

71

FW

HM

Posição (mm)

CP 05 A - FWHM

Direção longitudinal

Metal Base - Depois da soldagem

(a) (b)

FIGURA 63 - Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal)do CP 05 A, depois da soldagem.

Para as medições realizadas na direção perpendicular de campo, os perfis obtidos referentes

ao valor RMS e valor máximo do ruído magnético Barkhausen apresentaram valores de RMB

superiores aos encontrados antes da realização da soldagem. Os valores RMS e máximo

podem ser visualizados simultaneamente na FIG. 64.

77

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

Ru

ído

Ma

gné

tico

Ba

rkha

use

n (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Depois da soldagem - MB

Direção longitudinal

Valor RMS

Valor Máximo

FIGURA 64 - Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do corpo de prova CP 05 A depois da soldagem.

4.3.8 Medições depois da soldagem - Direção transversal - Linha 3

Os resultados encontrados para as medições do ruído magnético Barkhausen na linha 3,

medidos paralelamente ao cordão de solda do corpo de prova CP 05 A, podem ser observados

na FIG. 65 (a) e (b) e FIG. 66 (a) e (b). As barras de erro representam a estimativa por

intervalo dos valores médios verdadeiros com intervalo de confiança de 95%.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16070

80

90

100

110

120

130

140

150

Ruí

do

Mag

nétic

o B

ark

hau

sen

- V

alo

r R

MS

(m

V)

Posição (mm)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

110

120

130

140

150

160

170

180

190

200

210

220

230

240

Ruí

do

Mag

nétic

o B

arkh

aus

en

- V

alo

r M

áxi

mo

(m

V)

Posição (mm)

(a) (b)

FIGURA 65 - Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do corpo de prova CP 05 A depois da soldagem.

78

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16022

24

26

28

30

32

34

36

38

40

42P

osiç

ão -

Vm

ax

Posição (mm)

CP 05 A - Posição Vmáx

Direção transversal

Metal Base - Depois da soldagem

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16054

56

58

60

62

64

66

68

70

FW

HM

Posição (mm)

CP 05 A - FWHM

Direção transversal

Metal Base - Depois da soldagem

(a) (b)

FIGURA 66 - Variação na posição do valor máximo (a) e do parâmetro FWHM (b) obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A depois da soldagem.

Para as medições realizadas na direção paralela de campo, os perfis obtidos referentes ao

valor RMS e valor máximo do ruído magnético Barkhausen apresentaram valores de RMB

próximos e superiores aos encontrados antes da realização da soldagem. Os valores RMS e

máximo podem ser visualizados simultaneamente na FIG. 67.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 16060

80

100

120

140

160

180

200

220

240

Ruí

do M

agné

tico

Bar

khau

sen

(mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Depois da soldagem - MB

Direção transversal

Valor RMS

Valor Máximo

FIGURA 67 - Valor RMS e valor máximo obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do corpo de prova CP 05 A depois da soldagem.

79

4.4. Comparação dos resultados antes e após a soldagem - CP 05 A - Linha 3.

4.4.1 Direção longitudinal

Os resultados encontrados para as medições do ruído magnético Barkhausen na linha 3

medidos perpendicularmente ao cordão de solda possuíram valores superiores aos encontra-

dos antes da realização da soldagem do corpo de prova CP 05 A de acordo com as FIG. 68 (a)

e (b).

Conclui que para os valores do RMB obtidos, podem estar relacionados com a presença de

tensões residuais de tração ou por uma redução das tensões de compressão após a realização

da soldagem da junta dissimilar. Portanto, a verificação desse efeito magnetoelástico pós

soldagem é necessário realizar a microdureza da região soldada para confirmar que nessa

linha não ocorreu alteração microestrutural e assim não afetando no aumento do RMB

apresentado no resultado do perfil do RMB pós soldagem. As barras de erro representam a

estimativa por intervalo dos valores médios verdadeiros com coeficiente de confiança de 95%.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

180

190

Ruí

do M

agné

tico

Bar

khau

sen

(mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor RMS

Direção longitudinal - MB - Linha 3

Antes da soldagem

Após a soldagem

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

Ru

ído

Ma

gn

étic

o B

ark

hau

sen

(mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor Máximo

Direção Longitudinal - MB - Linha 3

Antes da soldagem

Após a soldagem

(a) (b)

FIGURA 68 - Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A antes e depois da soldagem.

80

4.4.2 Direção transversal

Os resultados encontrados para as medições do ruído magnético Barkhausen na linha 3

medidos paralelamente ao cordão de solda possuíram valores superiores aos encontrados

antes da realização da soldagem no quase todo do corpo de prova CP 05 A de acordo com a

FIG. 69 (a) e (b).

Conclui, também que para os valores maiores do RMB obtidos, podem estar relacionados

com a presença de tensões residuais de tração ou por uma redução da tenção de compressão

após a realização da soldagem da junta dissimilar. Além disso, percebeu-se uma possível

redução da tensão residual de tração após a soldagem na região central da extensão do cordão

na direção paralela a aplicação do campo magnético. Portanto, a verificação desse efeito

magnetoelástico pós soldagem é necessário realizar a microdureza da região soldada para

confirmar que nessa linha não ocorreu alteração microestrutura e assim não afetando no

aumento do RMB apresentado no resultado do perfil do RMB pós soldagem. As barras de

erro representam a estimativa por intervalo dos valores médios verdadeiros com intervalo de

confiança de 95%.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

Ruí

do M

agn

étic

o B

arkh

ause

n (m

V)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor RMS

Direção Transversal

MB - Linha 3

Antes da soldagem

Depois da soldagem

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

Ru

ído

Ma

gn

étic

o B

ark

hau

sen

(m

V)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor Máximo

Direção Transversal

MB - Linha 3

Antes da soldagem

Após a soldagem

(a) (b)

FIGURA 69 - Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a linha 3 na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A antes e depois da soldagem.

81

4.4.3 Comparação dos resultados antes e após a soldagem - CP 05 A - Colunas 10, 17, 24

Além das linhas 1 e 3, foram realizadas medições do ruído magnético Barkhausen nas colunas

10, 17 e 24 (ver FIG. 25 e FIG. 44) antes e após a soldagem. Os valores RMS e máximo

foram medidos na direção paralela (transversal) e na direção perpendicular (longitudinal) ao

cordão de solda. Os resultados obtidos podem ser observados na FIG. 70 até a FIG. 75.

0 5 10 15 20 25 30 35 4050

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

Ruí

do

Ma

gnét

ico

Bar

kha

usen

(m

V)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor RMS

Direção Longitudinal

Coluna 10

Antes da soldagem

Após a soldagem

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

75

90

105

120

135

150

165

180

195

210

225

240

Ru

ído

Ma

gnét

ico

Bar

kha

use

n (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor máximo

Direção Longitudinal

Coluna 10

Antes da soldagem

Após a soldagem

(a) (b)

FIGURA 70 - Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 10, na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A antes e após a soldagem.

0 5 10 15 20 25 30 35 40 4550

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

Ruí

do M

agn

étic

o B

arkh

aus

en (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor RMS

Direção Longitudinal

Coluna 17

Antes da soldagem

Após a soldagem

0 5 10 15 20 25 30 35 40 4575

90

105

120

135

150

165

180

195

210

225

240

Ruí

do

Mag

nét

ico

Bar

kha

use

n (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor máximo

Direção Longitudinal

Coluna 17

Antes da soldagem

Após a soldagem

(a) (b)

FIGURA 71 - Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 17, na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A antes e após a soldagem.

82

0 5 10 15 20 25 30 35 40 4570

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170R

uíd

o M

ag

nét

ico

Bar

khau

sen

(mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor RMS

Direção Longitudinal

Coluna 24

Antes da soldagem

Após a soldagem

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

105

120

135

150

165

180

195

210

225

240

255

Ru

ído

Mag

nétic

o B

arkh

aus

en (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor máximo

Direção Longitudinal

Coluna 24

Antes da soldagem

Após a soldagem

(a) (b)

FIGURA 72 - Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 24, na direção perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A e após a soldagem.

0 5 10 15 20 25 30 35 4050

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

Ru

ído

Ma

gn

étic

o B

arkh

au

sen

(m

V)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor RMS

Direção Transversal

Coluna 10

Antes da soldagem

Após a soldagem

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

75

90

105

120

135

150

165

180

195

210

225

240

255

Ru

ído

Ma

gn

étic

o B

ark

ha

use

n (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor máximo

Direção Transversal

Coluna 10

Antes da soldagem

Após a soldagem

(a) (b)

FIGURA 73 - Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 10, na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A antes e após a soldagem.

0 5 10 15 20 25 30 35 40 4560

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

Ruí

do M

agn

étic

o B

arkh

ause

n (m

V)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor RMS

Direção Transversal

Coluna 17

Antes da soldagem

Após a soldagem

0 5 10 15 20 25 30 35 40 4590

105

120

135

150

165

180

195

210

225

240

Ruí

do

Ma

gn

étic

o B

ark

hau

sen

(m

V)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor máximo

Direção Transversal

Coluna 17

Antes da soldagem

Após a soldagem

(a) (b)

FIGURA 74 - Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 17, na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A antes e após a soldagem.

83

0 5 10 15 20 25 30 35 40 4530

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150R

uído

Ma

gné

tico

Bar

khau

sen

(m

V)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor RMS

Direção Transversal

Coluna 24

Antes da soldagem

Após a soldagem

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

45

60

75

90

105

120

135

150

165

180

195

210

225

Ruí

do

Ma

gné

tico

Ba

rkh

ause

n (

mV

)

Posição (mm)

CP 05 A - Valor máximo

Direção Transversal

Coluna 24

Antes da soldagem

Após a soldagem

(a) (b)

FIGURA 75 - Comparação entre o valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a coluna 24, na direção paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A - antes e após a soldagem.

Em todos os casos, as medições realizadas após a soldagem indicaram uma elevação do ruído

magnético Barkhausen, ao longo do cordão de solda, tanto na direção perpendicular ao cordão

de solda (longitudinal) como na direção paralela ao mesmo (transversal), indicando uma

diminuição nos níveis de tensões de compressão ou um aumento dos níveis de tensões de

tração nessas direções. Observa-se também uma mudança no perfil de distribuição do ruído.

Mudanças no valor e perfil do ruído gerado podem ser produzidas por variações micro

estruturais ou pela presença de tensões, após os ensaios de tensões residuais, o corpo de prova

soldado, foi seccionado em duas regiões para verificar a ocorrência de mudanças na

microestrutura. Foram realizadas duas macrografias para definir a zona afetada termicamente

e medidas de microdureza a partir da borda do cordão de solda. Os resultados são

apresentados na seção 4.7. De acordo com todos os resultados, não houve alterações

microestruturais nos locais em que foram realizadas as medições do ruído magnético

Barkhausen e, posteriormente, realizados os ensaios pelo método do furo central para a

determinação de tensões residuais.

84

4.5 Calibração do sistema de ensaio

A partir dos resultados obtidos para a variação dos parâmetros referentes ao ruído magnético

Barkhausen (mV) em função das deformações (m/m) na superfície das vigas, foram

determinadas funções de ajuste para serem utilizadas no estudo da variação das tensões

residuais na junta soldada utilizada nos experimentos. As curvas de ajuste obtidas são

apresentadas nas FIG. 76 e 77.

-1500 -1200 -900 -600 -300 0 300 600 900 1200 15000

30

60

90

120

150

180

210

Ru

ído

Ma

gné

tico

Ba

rkh

ause

n

Deformação (m/m)

Valor RMS

Magnetização na

Direção Longitudinal

Equation y = A2 + (A1-A2)/(1 + exp((x-x0)/dx))

Adj. R-Square 0,99195

Value Standard Error

RMB - VRMS A1 34,45544 2,2101

RMB - VRMS A2 227,58267 10,31143

RMB - VRMS x0 513,09546 40,9444

RMB - VRMS dx 349,44312 27,64669

-1500 -1200 -900 -600 -300 0 300 600 900 1200 15000

30

60

90

120

150

180

210

240

270

300

330

Ru

ído

Ma

gné

tico

Ba

rkh

au

sen

(m

V)

Deformação (m/m)

Valor Máximo

Magnetização na

Direção Longitudinal

Equation y = A2 + (A1-A2)/(1 + exp((x-x0)/dx))

Adj. R-Square 0,99163

Value Standard Error

RMB - Vmáx A1 35,60179 3,63186

RMB - Vmáx A2 352,85139 15,13367

RMB - Vmáx x0 479,78313 35,68309

RMB - Vmáx dx 330,30641 25,52019

(a) (b)

FIGURA 76 - Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a curva de calibração do RMB, na direção equivalente à perpendicular ao chanfro/cordão de solda (longitudinal) do CP 05 A.

-1000 -750 -500 -250 0 250 500 750 10000

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

Ru

ído

Ma

gné

tico

Ba

rkha

usen

(m

V)

Deformação (m/m)

Valor RMS

Magnetização na

Direção Transversal

Equation y = A2 + (A1-A2)/(1 + exp((x-x0)/dx))

Adj. R-Square 0,99309

Value Standard Error

RMB A1 38,38617 2,32608

RMB A2 248,16176 9,04901

RMB x0 494,46084 33,49789

RMB dx 344,54043 24,92486

-1250 -1000 -750 -500 -250 0 250 500 750 1000 12500

50

100

150

200

250

300

350

400

Ruí

do

Mag

nétic

o B

arkh

aus

en

(mV

)

Deformação (m/m)

Valor Máximo

Magnetização na

Direção Transversal

Equation y = A2 + (A1-A2)/(1 + exp((x-x0)/dx))

Adj. R-Square 0,99564

Value Standard Error

C A1 37,77348 3,10659

C A2 389,10794 11,71685

C x0 449,46549 25,32866

C dx 338,06922 19,00866

(a) (b)

FIGURA 77 - Valor RMS (a) e valor máximo (b) obtidos para a curva de calibração do RMB, na direção equivalente à paralela ao chanfro/cordão de solda (transversal) do CP 05 A.

85

As funções obtidas estão representadas na EQ. (11) para o valor máximo do RMB.

(11)

sendo:

o valor da deformação unitária

A1, A2, 0, d parâmetros de ajuste

VRMBmáx o valor máximo do ruído magnético Barkhausen

As curvas obtidas apresentam uma região aproximadamente linear para baixas deformações

de tração e compressão, podendo notar-se uma tendência à saturação dos sinais,

principalmente na região de compressão. Esses resultados são semelhantes aos apresentados

na literatura (BALDEV, 2001).

4.6 Resultados dos ensaios de tensões residuais

4.6.1 Método do furo central e RMB

Os resultados para o método do furo central e ruído magnético Barkhausen estão

apresentados nas TAB. 12 e 13.

86

TABELA 12

Resultados para o método do furo central.

Roseta

Coordenadas Método do Furo Central

Linha Coluna Eixo X

[mm]

Eixo Y

[mm]

max

[MPa]

mín.

[MPa]

α

[graus]

x

[MPa]

y

[MPa]

1 3 27 135 18 -58 -145 39 -93 -111

2 3 7 35 18 -50 -117 -42 -80 -87

3 3 27 135 18 11 -85 -46 -39 -35

4 3 7 35 18 121 23 57 20 79

5 6 10 50 33 147 2 -69 21 127

6 3 24 120 18 424 284 -78 290 418

7 3 21 105 18 414 51 85 54 411

8 3 15 75 18 372 240 -78 246 366

9 6 17 85 33 376 281 45 328 328

10 8 10 50 43 -2 -8 -45 -5 -5

11 8 24 120 43 -28 -122 89 -121 -28

12 3 10 50 18 186 104 76 109 181

13 6 24 120 33 28 -88 -61 -61 1

TABELA 13

Resultados para o método do Ruído Magnético Barkhausen

Roseta Linha Coluna Eixo X

[mm]

Eixo Y

[mm] Vmáx L Vmáx T ε x ε y

σ x

[MPa] σ y

[MPa]

1 3 27 135 18

2 3 7 35 18

3 3 27 135 18 127 135 126 387 52 111

4 3 7 35 18 177 166 264 726 104 209

5 6 10 50 33 181 231 516 753 163 217

6 3 24 120 18 176 121 54 716 56 206

7 3 21 105 18 241 151 197 1646 145 474

8 3 15 75 18 182 219 469 765 153 220

9 6 17 85 33 216 196 382 1089 153 313

10 8 10 50 43 169 219 471 664 147 191

11 8 24 120 43 216 205 417 1080 160 311

12 3 10 50 18 195 205 417 869 148 250

13 6 24 120 33 219 134 121 1123 96 323

87

Os resultados obtidos para as rosetas 1 e 2 se referem à chapa de aço inoxidável, não

podendo, portanto, ser analisados pelo ruído magnético Barkhausen, só aplicável a materiais

ferromagnéticos.

Os valores obtidos por meio do método do furo central, utilizando-se a nota técnica da MM

(VISHAY TN-503, 2005) e o software H-DRILL apresentaram valores similares. O software

H-Drill apresenta ainda uma estimativa das tensões nas direções x e y, sendo a direção x

paralela ao elemento 1 da roseta e a direção y perpendicular à mesma.

Para a roseta 3 as tensões determinadas pelo método do furo central foram de compressão,

com valores baixos nas direções x e y. Para a análise do RMB determinou-se a presença de

tensões de tração.

Para as rosetas 4 e 5 as tensões principais determinadas pelo método do furo central foram de

tração, o mesmo acontecendo nas direções x e y. Os resultados encontrados pela análise do

RMB também indicaram a presença de tensões de tração nessas direções, embora em níveis

diferentes.

Os resultados obtidos para as rosetas 10 e 11 não puderam ser comparados, pois o diâmetro

do furo obtido foi inferior ao mínimo exigido para que os resultados apresentados pelo

método do furo central possam ser utilizados para análise (ASTM E837-08e1, 2010).

Para a roseta 12 as tensões principais determinadas pelo método do furo central foram de

tração, o mesmo acontecendo nas direções x e y. Os resultados encontrados pela análise do

RMB também indicaram a presença de tensões de tração nessas direções, embora também em

níveis diferentes.

Para as rosetas 6, 7, 8 e 9, o método do furo central detectou tensões elevadas, acima de 60%

do limite de escoamento do material, ou seja, acima do limite de validade desse método

(ASTM E837-08e1, 2010). Nesse caso, os valores apresentados não podem ser considerados

como os valores verdadeiros das tensões locais. Considerando-se as tensões principais

determinadas, verifica-se a presença apenas de tensões de tração. Considerando-se as

componentes na direção x e y, ocorre o mesmo. Considerando-se os resultados obtidos com a

análise do ruído magnético Barkhausen, verificou-se apenas a presença de tensões de tração

88

nas direções x e y, em valores também elevados.

4.7 Macrografia após a soldagem.

A macrografia da junta dissimilar soldada consistiu de análise da seção transversal soldada

lixada, polida e atacada com o reagente NITAL - 2%.. Os locais selecionados para a análise

podem ser observados na FIG.78.

FIGURA 78 - Junta dissimilar soldada com espessura de 12,7mm seccionada para a preparação da macrografia.

Para a preparação da macrografia foram selecionadas as regiões do inicio (seção I) e meio

(seção M) da extensão total do cordão de solda, direção e sentido da soldagem(Ver FIG.79).

As referências para a macrografia foram as posições identificadas como: 12, 5 e 18,

respectivamente. No caso da seção I e de acordo com a seção M, a macrografia está

relacionada com as posições 6, 13 e 11, respectivamente. As selecionadas como referencia

dentro deste contexto foram as posições 12 - Seção I e 6 - Seção M, respectivamente, para a

realização da macrografia e microdureza da ZTA e metal de base de ambas as seções que

foram estudadas com RMB e conseqüentemente, comparadas com o método padronizado furo

central.

As posições 12 e 6 correspondem à linha 3 x colunas 10 e 24 conforme FIG. 80,

ASTM A 508

AISI 316 L

89

respectivamente, analisadas na pesquisa. Estas posições estão a aproximadamente 18mm da

margem do cordão de solda do lado do material ASTM A 508 da junta dissimilar. Logo, as

posições seguintes 5 e 13 correspondem à linha 6 x colunas 10 e 24, respectivamente. E por

último as posições 18 e 11 estão vinculadas à linha 8 x colunas 10 e 24, respectivamente.

FIGURA 79 - Seções selecionadas para a realização da macrografia e microdureza da ZTA da junta dissimilar. .

As macrografias de tamanho natural apresentadas na FIG.80 estão com o aspecto de

representação da seção transversal soldada evidenciando o metal de solda, ZTA e metal de

base, atacadas com NITAL 2% conforme as posições identificadas acima. As macrografias

foram avaliadas com a vista desarmada e de acordo com o objetivo final do trabalho que é a

medição da tensão residual da ZTA do aço A 508 após a soldagem com a utilização do

método superficial RMB. Logo, a nitidez da ZTA na FIG.80, somente, na região próxima à

superfície do material, não compromete a macrografia e microdureza realizadas por estar

correlacionadas de forma direta com a característica do ensaio não destrutivo RMB que é

utilizado para a caracterização de materiais em regiões próximas à superfície.

Dist. = 18 mm

Dist. = 18 mm

90

(a) (b)

FIGURA 80 - (a) Macrografia da solda da seção I e (b)-Macrografia da solda da seção M (ASTM E3, 2007).

4.7.1 Microdureza após a soldagem

O perfil de microdureza Vickers com uma carga de 100g foi obtido com 14 medições na parte

superior do material A 508, sendo 5 pontos de dureza para o metal base, 8 pontos para a ZTA

e 1 medida na linha de fusão no caso da seção I (Ver.FIG.81). Na seção M o perfil de dureza

foi realizado com 14 medições na parte superior, também, sendo 5 pontos de dureza no metal

de base, 8 pontos para a ZTA e por fim, 1 ponto de micro-dureza coletada na linha de

fusão(Ver.FIG.82).

Todas as medidas foram realizadas sob uma linha horizontal a uma distância de 1,5mm da

parte superior do material.

Nas FIG. 81 e 82, são apresentados os perfis de microdureza Vickers, carga de 100g (HV-

100g), da junta soldada. Os maiores valores de microdureza foram observados no início da

ZTA do metal base (ASTM A 508). Na amostra da seção I, esses valores começaram a

decrescer a partir de 2mm e, a partir de 5mm de distância da linha de fusão, se estabilizaram.

Para a amostra da seção M, o decréscimo nos valores de microdureza ocorreram a partir de

4mm da linha de fusão e, a partir de 7,5mm se estabilizaram, também apresentando valores

inferiores aos obtidos na ZTA.

ZTA = 7,5mm.

A A

91

Microdureza VICKERS x Distancia da LF

050

100150200250300350400450500

0 2,5 5 7,5 10 12,5 15

Distancia (mm)

HV

100

g

FIGURA 81- Perfil de microdureza Vickers (HV 0,1) da seção I - região da solda entre o limite da linha de fusão (LF) até 15 mm no metal base – ASTM A 508.

Microdureza VICKERS x Distancia da LF

050

100150200250300350400

0 2,5 5 7,5 10 12,5 15

Distancia (mm)

HV

100

g

FIGURA 82 - Perfil de microdureza Vickers (HV 0,1) da seção M - região da solda entre o limite da linha de fusão (LF) até 15 mm no metal base – ASTM A 508. FONTE: Dados da pesquisa.

Os resultados obtidos, como o perfil de microdureza caracterizado pelos valores superiores

concentrados na ZTA, o método do RMB medido depois da soldagem e por último, a

realização DO ENSAIO DE tensão residual com o método de furo central é conseqüência de

uma possível alteração micro-estrutural com geração de tensões residuais elevadas, posterior,

na ZTA do material A 508 depois da soldagem dissimilar realizada.

Pela observação da macrografia e pelo perfil de microdureza obtido, pode-se verificar que,

nas duas regiões examinadas, os locais nos quais os ensaios de tensões residuais foram

92

realizados, permaneceram fora da ZTA. Portanto, a determinação das tensões residuais pela

análise do ruído magnético Barkhausen não foi afetada por alterações na microestrutura do

material. As variações nos perfis do ruído magnético Barkhausen, antes e após a soldagem,

foram devidas, exclusivamente, à variação das tensões residuais na junta produzidas pelo

processo de soldagem.

93

5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES

Os resultados dos ensaios com o RMB realizados na junta dissimilar estudada, antes e após a

soldagem, indicaram a aplicabilidade da análise do RMB como método de ensaio para avaliar

diferenças nos estados de tensões residuais nesse tipo de junta.

Os resultados obtidos pela avaliação dos parâmetros “posição do pico” e FWHM não foram

conclusivos para indicá-los para a determinação de tensões mecânicas.

As curvas referentes ao valor máximo do RMB, por apresentarem um intervalo maior entre os

valores máximo e mínimo para as deformações e valores do RMB, possibilitam uma

resolução maior para a determinação de tensões residuais do que o valor RMS.

A delimitação da zona termicamente afetada por meio de macrografia e do perfil de

microdureza na seção da solda possibilitou assegurar que as medições do ruído magnético

Barkhausen realizadas não foram afetadas por alterações microestruturais produzidas pelo

processo de soldagem. As variações no perfil do RMB foram então devidas apenas à

introdução de tensões residuais na junta devidas ao processo de soldagem.

Os resultados das posições selecionadas para as medições das tensões residuais pela análise

do ruído magnético Barkhausen foram capazes de identificar regiões com presença de tensões

de tração ou compressão, como ocorreu com os resultados obtidos pelo método do furo

central. Entretanto, os tipos e valores de tensões apresentados pelos dois métodos foram bem

diferentes em algumas posições dos ensaios.

As curvas obtidas por meio das vigas de isoflexão para o material avaliado foram semelhantes

as relatadas por outros pesquisadores em relação a forma da curva e a saturação do ruído,

tanto para os esforços de tração e compressão durante a calibração do RMB.

Como recomendação para continuidade dos trabalhos sugere-se a realização de estudos para

verificar a dependência provocada por campos biaxiais de tensões nas características do ruído

magnético Barkhause e o uso de outro método para a determinação de tensões residuais como

referência para os trabalhos com o RMB, como difração de raios-x

94

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99

ANEXOS

ANEXO A - RELATÓRIO DO MATERIAL ASTMA 508

100

ANEXO B- RELATORIO DO MATERIAL AISI 316 L

101

ANEXO C - RELATORIO DIMENSIONAL - TRAÇÃO

INSPEÇÃO DIMENSIONAL EM CORPOS DE PROVA PARA ENSAIO DE TRAÇÃO TIPO CHATO: CP 01 / CP 02 / CP 03

CORPO DE PROVA 01

COTA

MEDIDAS ENCONTRADAS

1 2 3 4 5 MEDIA DESVIO PADRÃO

G 50,00 50,00 50,00 50,00 50,00 50,00 0,00

W 13,58 13,51 13,46 13,53 13,58 13,53 0,05

T 4,67 4,70 4,70 4,44 4,71 4,64 0,12

R 25.00 25.00 25,00 25,00 25,00 25,00 0,00

L 232,58 232,20 232,58 232,70 232,70 232,55 0,21

A 70,35 70,35 70,35 70,35 70,35 70,35 0,00

B 64,95 65,23 71,43 70,94 71,14 68,74 3,34

C 18,57 18,53 18,55 18,65 18,86 18,63 0,14

FATOR GEOMÉTRICO CRITICO PARA CP CHATO (ASTM) - ≤ 4,5 2,28

CORPO DE PROVA 02

COTA

MEDIDAS ENCONTRADAS

1 2 3 4 5 MEDIA

DESVIO PADRÃO

G 50,00 50,00 50,00 50,00 50,00 50,00 0,00

W 13,58 13,45 13,42 13,46 13,58 13,50 0,07

T 4,30 4,65 4,64 4,52 4,56 4,53 0,13

R 25,00 25,00 25,00 25,00 25,00 25,00 0,00

L 231,20 231,90 231,20 231,50 231,30 231,42 0,26

A 70,39 70,39 70,39 70,39 70,39 70,39 0,00

B 71,15 71,20 64,98 64,60 63,90 67,17 3,29

C 18,66 18,61 18,62 18,81 18,90 18,72 0,12

FATOR GEOMÉTRICO CRITICO PARA CP CHATO (ASTM) - ≤ 4,5 2,28

CORPO DE PROVA 03

COTA

MEDIDAS ENCONTRADAS

1 2 3 4 5 MEDIA DESVIO PADRÃO

G 50,00 50,00 50,00 50,00 50,00 50,00 0,00

W 13,61 13,41 13,54 13,54 13,42 13,50 0,08

T 4,80 4,70 4,70 4,57 4,40 4,63 0,14

R 25,00 25,00 25,00 25,00 25,00 25,00 0,00

L 233,00 232,92 232,98 232,90 232,90 232,94 0,04

A 68,46 68,46 68,46 68,46 68,46 68,46 0,00

B 65,65 67,29 69,49 70,63 70,62 68,74 1,97

C 18,60 18,56 18,59 18,63 18,82 18,64 0,09

FATOR GEOMÉTRICO CRITICO PARA CP CHATO (ASTM) - ≤ 4,5 2,25

102

REFERENCIA PARA O FATOR GEOMÉTRICO CRITICO: LIVRO

METALURGIA MECÂNICA / AUTOR:DUETO/ EDIÇÃO 1981/ PG. 297.

FORMULA: Lס/√Aס. Onde: Lס= área útil

Aס= a área útil

103

ANEXO D - RELATORIO DO ENSAIO DE TRAÇÃO - CP 01 e 02

LABORATÓRIO DE ENSAIOS MECÂNICOS

RELATÓRIO DE ENSAIO MECÂNICO

NÚMERO:

N° Protocolo:

Data do Ensaio:

25/03/10

Data do Relatório:

25/03/10

CLIENTE: CENTRO DE DESENVOLVIMENTO DE TECNOLOGIA NUCLEAR

ENDEREÇO:

CONTATO: SILVERIO SILVA / LEONARDO CARLECH

E N S A I O D E T R A Ç Ã O

DESCRIÇÃO DO MATERIAL ENSAIADO: Corpo-de-prova plano

Corpos-de-prova A 508 Grau 3

EQUIPAMENTO DE ENSAIO: CERTIFICADO DE CALIBRAÇÃO:

TEMPERATURA DO ENSAIO: NORMA E/OU PROCEDIMENTO:

AMBIENTE (25,0°C) ASME VIII–Div.1, ASME IX / 2004 e SQIT 05

Rev. 01

D A D O S D O E N S A I O

MEDIÇÕES CP- 1 CP- 2

Largura (mm) 13,53 13,58

Espessura (mm) 4,64 4,53

Carga de Escoamento (kgf) e (kN) 2850 kgf 27,93 kN 2800 kgf 27,44 kN

Carga máxima (kgf) e (kN) 3800 kgf 37,27 kN 3775 kgf 37,02 kN

Comprimento Inicial (mm) 60,00 60,00

Comprimento Final (mm) 71,44 71,05

R E S U L T A D O S D O E N S A I O

ÁREA (mm2) 62,82 61,52

LIMITE DE ESCOAMENTO (MPa) 444,60 +/- U95,45= k= 446,03 +/- U95,45 k=

LIMITE DE RESISTÊNCIA (MPa) 593,19 +/- U95,45 k= 601,80 +/- U95,45 k=

ALONGAMENTO (%) 19,07 '+/- U95,45 k= 18,42 +/- U95,45 k=

104

ESTRICÇÃO (%) 71,01 +/- U95,45 k= 65,65 +/- U95,45 k=

OBS.: O s r e s u l t a d o s d e s t e r e l a t ó r i o, e m i t i d o s e m d u a s v i a s d e i g u a l t e o r, r e f e r e m - s e e x c l u s i v a m e n t e à(s) a m o s t r a(s) e n v i a d a(s) p e l o c l i e n t e.

Notas: 1- U95,45 =Incerteza expandida multiplicada por um fator de abragência k, para um nível de confiança de 95,45%.

NIRLANDO

Técnico de Laboratório

105

ANEXO D1 - RELATORIO DO ENSAIO DE TRAÇÃO - CP 03

LABORATÓRIO DE ENSAIOS MECÂNICOS

RELATÓRIO DE ENSAIO MECÂNICO

NÚMERO:

N° Protocolo:

Data do Ensaio:

25/03/10

Data do Relatório:

25/03/10

CLIENTE: CENTRO DE DESENVOLVIMENTO TECNOLOGIA NUCLEAR - CDTN

ENDEREÇO:

CONTATO: SILVERIO SILVA / LEONARDO CARLECH

E N S A I O D E T R A Ç Ã O

DESCRIÇÃO DO MATERIAL ENSAIADO:

Corpo-de-prova plano

ASME A 508 Gr 3

EQUIPAMENTO DE ENSAIO: CERTIFICADO DE CALIBRAÇÃO:

TEMPERATURA DO ENSAIO: NORMA E/OU PROCEDIMENTO:

AMBIENTE (25,0°C) ASME VIII–Div.1, ASME IX / 2004 e

SQIT 05 Rev. 01

D A D O S D O E N S A I O

MEDIÇÕES CP- 3

Largura (mm) 13,50

Espessura (mm) 4,63

Carga de Escoamento (kgf) e (kN) 2825kgf 27,69 kN

Carga máxima (kgf) e (kN) 3800 kgf 37,27 kN ND

Comprimento Inicial (mm) 60,00

Comprimento Final (mm) 72,74

R E S U L T A D O S D O E N S A I O

ÁREA (mm2) 62,51

LIMITE DE ESCOAMENTO (MPa) 442,88

+/- U95,45=

k=

LIMITE DE RESISTÊNCIA (MPa) 596,22

+/- U95,45

k= ND

106

ALONGAMENTO (%) 21,23 '+/- U95,45

k=

ESTRICÇÃO (%) 68,04 +/- U95,45

k=

OBS.: O s r e s u l t a d o s d e s t e r e l a t ó r i o, e m i t i d o s e m d u a s v i a s d e i g u a l t e o r, r e f e r e m - s e e x c l u s i v a m e n t e à(s) a m o s t r a(s) e n v i a d a(s) p e l o c l i e n t e.

Notas: 1- U95,45 =Incerteza expandida multiplicada por um fator de abragência k, para um nível de confiança de 95,45%.

2- ND = NÃO DETERMINADO

NIRLANDO

Técnico de Laboratório

107

ANEXO E - RELATORIO DE DUREZA - HV

108

ANEXO F - RELATORIO DE ALIVIO DE TENSÃO ASTM A508-

LEMM - LABORATÓRIO DE ENSAIOS MECÂNICOS E METALOGRÁFICOS

TRATAMENTO TERMICO ALIVIO DE TENSAO

GRAFICO ALIVIO DE TENSAO

RELATÓRIO DE ENSAIOS Nº.: 000/00

Solicitante: LEONARDO PANICALI

Endereço: SENAI

Contato :

Identificação da Amostra: Gabaritos

Protocolo - N/A

Amostra - N/A

109

110

Nota: N/A =Não Aplicável

* Estes resultados referem-se exclusivamente a(s) amostras enviada(s) pelo solicitante.

Observações : Estes resultados referem-se exclusivamente a(s) amostras enviada(s) pelo solicitante.

Recepção Realizado Emissão Analista Responsável

11/5/2010 11/5/2010 12/5/2010 ADRIANO ANTONIO

Leonardo Panicali Carlech

SENAI-Centro de Formação Profissional Alvimar Carneiro de Rezende-ACR Via Sócrates Mariani Bittencourt ,711 - Bairro:Cinco - Cep: 32010-010

Contagem - MG - Fone:( 31) 3352-2383 - Fax ( 31) 3391-4022 lemm.senaiacr@fiemg.com.br

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111

ANEXO G - DUREZA SOLDA DISSIMILAR

112

ANEXO H - PROCEDIMENTO DE PREPARAÇÃO DAS AMOSTRAS