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UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO

ESCOLA DE ENGENHARIA DE SÃO CARLOS

VINÍCIUS BASSO MANZATTI

Fadiga Termo Mecânica segundo a norma ASTM E 2368: Inconel 718

São Carlos

2017

VINÍCIUS BASSO MANZATTI

Fadiga Termo Mecânica segundo a norma ASTM E 2368: Inconel 718

Monografia apresentada ao Curso de

Engenharia de Materiais e Manufatura, da

Escola de Engenharia de São Carlos da

Universidade de São Paulo, como parte dos

requisitos para obtenção do título de

Engenheiro de Materiais.

Orientador: Prof. Dr. Waldek Wladimir Bose

Filho

VERSÃO CORRIGIDA

São Carlos

2017

DEDICATÓRIA

Dedico este trabalho aos alunos de

Engenharia de Materiais e

Manufatura, futuros engenheiros

com capacidades de promover

grandes avanços ao país, e aos

professores deste departamento, e

da vida.

AGRADECIMENTOS

Ao Prof. Dr. Waldek, que muito me ensinou contribuindo para o meu crescimento

científico e para elaboração deste trabalho.

Ao Márcio Henrique, Douglas Bon e todos os participantes do NEMAF, pela ajuda e

contribuição para entendimento da parte técnica, elaboração dos ensaios e disponibilidade no

laboratório.

Aos meus amigos, por estarem ao meu lado durante os ensinamentos da universidade

e, principalmente, da vida.

A minha namorada, por me proporcionar grandes momentos em minha vida nos

últimos tempos.

Aos meus familiares, por estarem, desde o começo, me instruindo da melhor forma

possível, por me darem uma oportunidade de crescer na vida e por sempre acreditarem no

meu potencial.

RESUMO

MANZATTI, V. B. Fadiga Termo Mecânica segundo a norma ASTM E 2368: Inconel

718. 2017. 198 f. Monografia (Trabalho de Conclusão de Curso) – Escola de Engenharia de

São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 2017.

O ensaio de Fadiga Termomecânica é caracterizado pela aplicação independente e

simultânea de ciclos de deformação e temperatura, ambos dependentes do tempo, para

caracterização da resistência de materiais de componentes que trabalhem em condições onde

ciclos térmicos e mecânicos estão presentes, seja este último oriundo de tensões externas ou

internas. A ASTM é uma organização responsável pelo desenvolvimento de normas de

ensaios, sendo que o comitê de Mecânica da Fratura e Fadiga é o responsável pelo

desenvolvimento e atualização das normas referentes aos ensaios mecânicos de tenacidade à

fratura e fadiga. Recentemente este comitê está revisando a norma ASTM E 2368 e realizou

um “Round Robin test”, onde o NEMAF participou. Sendo assim, o objetivo desse trabalho é

o de abordar as dificuldades da aplicação da norma ASTM E 2368 para realização dos ensaios

de fadiga termomecânica, bem como avaliar os resultados obtidos para o material Inconel

718, nas condições especificadas pela ASTM. Os ensaios de fadiga termomecânica (FTM),

foram realizados, em corpos de prova sólidos, de secção circular, com carregamentos axiais,

forma de onda triangular, na condição fora de fase (FF), nas temperaturas entre 316 a 677 oC,

com aplicação de deformação 1% mecânica, em corpos de prova de Inconel 718 fornecidos

pela ASTM. Os conhecimentos necessários foram teorias de deformação elástica e plástica,

aliadas as propriedades intrínsecas da liga utilizada, assim determinando as deformações

impostas na amostra, segundo a variação de temperatura. Para as condições de ensaio

utilizadas aqui, foi observada uma vida em fadiga termomecânica para esta liga. As

dificuldades de aplicação da norma e os resultados obtidos para a liga Inconel 718 são

discutidos em detalhes neste trabalho. Apesar de duas falhas elétricas em CPs, outros dois

foram fraturados, sendo um deles usado como calibração. A vida obtida pelo CP não alterado

foi de aproximadamente 5500 ciclos e tensões de tração 900 MPa e 600 MPa de compressão,

demonstrado pelos gráficos de tensões e histereses, evidenciando a utilização do material em

condições tão severas quanto ensaios FTM.

Palavras-chave: Fadiga Termomecânica. Inconel 718. Carregamento triangular. Fora de fase.

ABSTRACT

MANZATTI, V. B. Thermomechanical Fatigue according to the norm ASTM E 2368:

Inconel 718. 2017. 198 f. Monografia (Trabalho de Conclusão de Curso) – Escola de

Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 2017.

The Thermomechanical Fatigue is characterized for the appliance of independents and

simultaneously cicles of mechanical deformation and temperature, where both are depedents

to time, to analyse the material resistance working under mechanical and temperature cycles,

where the latter can be from inside or outside load. ASTM is a organization responsible for

developing norms of testings, being that the Fracture and Creep Mechanical Comittee is the

responsible to develop and update norms for mechanical tests. Recently, this comittee is

updating the ASTM E 2368 norm, establishing a “Round Robin test”, with the participation of

NEMAF. Therefore, the objective of this work is to approach the dificulties to apply the

ASTM E 2368 norm for tests of thermomechanical fatigue, as well as evaluate the results got

for the Inconel 718 material, under the conditions specified from ASTM. The

thermomechanical fatigue tests were done on solid, circular section, samples, with triangular

axial loadings under out of phase condition, between the temperatures of 316 and 677 oC, 1%

mechanical deformation, on Inconel 718 samples, given by ASTM. The knowledge needed

was theory of elastic and plastic deformation, together with material properties, thus

establishing the imposed deformations on the sample, according to the temperature variation.

For the test conditions, it was observed a thermomechanical fatigue life for the Inconel 718.

The difficulties for the application of the given norm and the results obtained are discussed in

this work. Even with two eletrical failures on the samples, another two samples were

sucessfully fractured, with one of them used for calibrations. The life obtained by the

untouched sample was approximately 5500 cycles, with stress of 900 MPa tension and 600

MPa compression, shown in the graphics of stress and hysteresis, evidencing the usage of

Inconel in severe conditions such as Thermomechanical Fatigue.

Keywords: Thermomechanical Fatigue. Inconel 718. Triangular load. Out of phase..

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

Elemento opcional. É composto de uma relação alfabética das abreviaturas e siglas utilizadas

no texto seguido do seu significado.

ASTM – American Society for Testing and Materials

α – Coeficiente de dilatação térmica linear

COD – Clip Opening Displacement

CP – Corpo-de-prova

FAC – Fadiga de Alto Ciclo

FBC – Fadiga de Baixo Ciclo

FI – Fadiga Isotérmica

FT – Fadiga de deformação térmica

FTM – Fadiga Termomecânica

NEMAF – Núcleo de Ensaios Mecânicos e Análises de Falha

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO............................................................................................................. 21

2 OBJETIVOS.................................................................................................................. 23

2.1 Justificativa.................................................................................................................. 23

3 REVISÃO DA LITERATURA...................................................................................... 25

3.1 Superligas Metálicas................................................................................................... 25

3.2 Inconel 718................................................................................................................. 26

3.3 Fadiga e Fadiga Termomecânica................................................................................ 28

3.4 Cargas em componentes aeronáuticos........................................................................ 32

3.5 Norma ASTM E-2368................................................................................................ 33

4 MATERIAIS E MÉTODOS.......................................................................................... 35

4.1 Material...................................................................................................................... 35

4.2 Métodos...................................................................................................................... 36

4.2.1 Preparação do Corpo-de-prova................................................................................ 36

4.3 Equipamentos............................................................................................................. 38

4.4 Procedimentos do ensaio FTM................................................................................... 40

5 RESULTADOS E DISCUSSÃO.................................................................................. 45

5.1 Ensaios FTM: Norma ASTM E 2358......................................................................... 45

5.1.1 Testes de Temperatura.............................................................................................. 47

5.1.2 Módulo Elástico........................................................................................................ 48

5.1.3 Ciclo Térmico em Força 0........................................................................................ 52

5.1.4 Fadiga Termomecânica: Inconel 718........................................................................ 55

6 CONCLUSÃO............................................................................................................... 65

7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS......................................................... 67

REFERÊNCIAS............................................................................................................. 69

21

1. INTRODUÇÃO

Os componentes aeronáuticos são comumente titulados como materiais de altas

resistências, muito exigidos em suas atuações, devido à complexidade de engenharia

envolvida, além dos riscos que uma falha pode causar. Nas turbinas de aviões, as temperaturas

de trabalho são muito elevadas, além de ocorrer várias alterações cíclicas de temperatura e

carga, devido ao regime e ao ambiente que a aeronave se encontra, promovendo falhas

estruturais em seus materiais. Esse fenômeno tem o nome de Fadiga Termo Mecânica (FTM)

(JACOBSSON, 2009; WANG, 2016).

Quando a aeronave se encontra sob carga mecânica elevada, a temperatura pode

atingir um valor próximo a 800°C. Nesses casos, é necessário um estudo e utilização de

materiais de alta resistência mecânica em situações de temperaturas elevadas. As superligas

de níquel são um exemplo de materiais resistentes a essas situações (POPE, 1996).

Como as ligas Inconel são conhecidas pela estabilidade microestrutural em altas

temperaturas, foram amplamente estudadas para utilização em aeronaves (SILVA, 2017).

Com o estudo da American Standard for Testing and Materials, ASTM, em atualizar a norma

ASTM E 2368, conciliou-se a disposição dos CPs de Inconel 718 para analisar o

comportamento da liga em regimes de FTM fora de fase, onde os maiores carregamentos

mecânicos estão opostos as deformações térmicas, no sentido axial. Esse tipo de fadiga é

conhecido pela falha do CP em quantia baixa de ciclos (KANESUND, 2011).

Os estudos foram realizados no Núcleo de Ensaios Mecânicos e Análises de Falhas

(NEMAF), do Departamento de Engenharia de Materiais e Manufatura da Universidade de

São Paulo, na Escola de Engenharia de São Carlos, como parte de um programa de ensaios da

ASTM, denominado de “Round Robin Testing”, com a participação de vários laboratórios

internacionais, variando algumas geometrias de CP, para análise e comparação dos resultados

e assim, proporcionar os conhecimentos necessários para atualização da norma ASTM E 2368

(ASTM ILS 20: E-2368, 2015).

23

2. OBJETIVOS

Os objetivos deste trabalho são estudar os efeitos de um ensaio de FTM fora de fase,

em uma liga de Inconel 718, fornecendo informações e conhecimentos sobre a aplicabilidade

da Norma ASTM E 2368. Este estudo faz parte de uma ação internacional onde diferentes

corpos de prova e sistemas de ensaios de fadiga termomecânica, prevendo as vidas de

componentes e estudar as deformações obtidas durante o ensaio e as propriedades do Inconel

718.

2.1 Justificativa

Os ensaios de FTM são de difícil execução por serem complexos envolvendo a

aplicação independente de ciclos térmicos e mecânicos. Assim, não são tratados durante o

curso de graduação, sendo mais estudado durante o desenvolvimento de pesquisa na pós-

graduação. Da mesma forma, as superligas de níquel são brevemente introduzidas na

graduação, devido ao seu custo mais elevado e aplicações muito específicas, como casos em

que temperaturas e cargas mecânicas são requisitos de projetos, ou ainda, em meios muito

corrosivos. Assim, este projeto possibilitou trabalhar em uma pesquisa onde diferentes áreas

de conhecimento estão presentes, ou seja, materiais, projeto e desenvolvimento de ensaios

mecânicos complexos, observando as dificuldades da aplicabilidade da norma ASTM E 2368.

Com relação ao material, observa-se a partir da literatura que apesar da alta resistência

e estabilidade do Inconel 718 a temperaturas elevadas, o ensaio de FTM pode levar a falha de

componentes em quantidade baixas de ciclos, devido as diferenças de temperatura e cargas

mecânicas (ESMAEILZADEH, 2017). Quanto da sua aplicação em componentes

aeronáuticos de alta responsabilidade técnica, como em motores das turbinas, a ocorrência de

uma falha do material pode acarretar uma falha catastrófica, levando assim a ensaios

complexos na tentativa da simulação das condições de serviço, onde temperatura e

carregamentos mecânicos cíclicos estão presentes. Dessa maneira, as superligas de níquel são

especialmente utilizadas nesses casos, devido as suas excelentes propriedades mecânicas em

temperaturas elevadas (MARCHAND, 1988).

25

3. REVISÃO DA LITERATURA

3.1 Superligas Metálicas

Superligas metálicas são ligas resistentes a calor, frequentemente ultrapassando

500°C. Geralmente são constituídas de ligas de níquel, ferro-níquel e cobalto. Algumas

superligas podem estar sujeitas a temperatura de até 85% da temperatura de fusão, sendo

necessárias alta resistência mecânica, à fadiga e à fluência, alta resistência à corrosão e

períodos extensos sob altas temperaturas. Essas características não são encontradas em outras

ligas metálicas (CAMPBELL, 2006)

As utilizações das superligas são variadas, podendo atuar em componentes

aeronáuticos, foguetes, turbinas de usinas térmicas, equipamentos de processamento metálico,

plantas petroquímicas e aplicações médicas (CAMPBELL, 2006; SUN, 2014).

Algumas superligas são produzidas por forjamento, fundição e metalurgia do pó, onde

podem ser endurecidas por soluções sólidas ou por precipitação (CAMPBELL, 2006).

Ligas de ferro contém altos níveis de níquel para estabilizar a austenita, cromo para

proteção a corrosão e outros elementos, como nióbio, titânio e alumínio, para realizar o

endurecimento por precipitação. Elementos refratários também são adicionados para

endurecimento por solução sólida, além de promover resistência a fluência (POPE, 1996).

Ligas de cobalto são endurecidas por solução sólida. Como possuem um ponto de

fusão maior, são utilizadas em faixas de temperaturas maiores que as ligas de níquel e ferro,

além de serem mais resistentes a corrosão, melhores em fadiga termomecânica e mais

usináveis e soldáveis, facilitando o seu uso (POPE, 1996).

Ligas de níquel são endurecidas por precipitação de nióbio, alumínio e titânio, na

matriz de níquel. Carbetos e boretos são utilizados para fortalecer os contornos de grãos, além

da adição de elementos refratários para soluções sólidas para endurecimento (POPE, 1996).

A tabela 1 demonstra algumas utilizações para as superligas.

26

Tabela 1 – Utilizações de superligas

Fonte – Adaptado de POPE, 1996

3.2 Inconel 718

Uma variedade de superligas de níquel é utilizada para resistência a corrosão e

temperatura. São comumente chamadas pelo seu nome comercial. Inconel e Hastelloy são

exemplos clássicos desse caso, que pode gerar confusão, uma vez que podem se tratar do

mesmo material (FLITNEY, 2007).

O Inconel 718, também conhecido por Alloy 718 e Haynes 718 é uma liga com grande

quantidade de níquel e cromo, com considerável quantidade de ferro, possuindo alta

resistência a corrosão e estabilidade térmica (FLITNEY, 2007).

Essa superliga é considerada a mais importante comercialmente. Tradicionalmente

classificada como liga de ferro-níquel, também é encontrada na classificação de liga de

níquel, uma vez que sua quantia de níquel é grande e maior que a de ferro. A utilização da liga

é exemplificada na figura 1, no motor General Electric CF6 (CAMPBELL, 2006).

Ligas ForjadasHASTELLOY W Manutenção e reparos de motores de aviõesHASTELLOY X Componentes de câmara de combustãoHAYNES 188 Componentes aéreos, marionhos e turbinasHAYNES 214 Lacres industriais em situação de temperatura elevadaHAYNES 230IN 625IN 718Waspaloy

Ligas FundidasAlloy 713IN 100IN 738Mar M 247Mar M 509X 40

Câmaras de cumbustão e componentes de processamento químico

Componentes de turbinas

Hélices e palhetas de turbinas

27

Figura 1 – Composição do motor CF6 da General Electric

Fonte – Adaptado de CAMPBELL, 2006

A matriz de níquel possui uma estrutura cristalina CFC, designada como austenita (γ),

possui uma grande quantia de elementos de solução sólida como ferro, cromo, cobalto,

molibdênio, tungstênio, titânio e alumínio. Tanto o alumínio quanto o titânio são atuantes nas

soluções sólidas e no endurecimento por precipitação (SHREIR, 1994).

O principal precipitado no Inconel 718 é a fase γ’ Ni3(Al, Ti). Essa fase é precipitada

por tratamentos térmicos e envelhecimento. Cobalto também pode entrar no lugar do níquel

nesse precipitado. O precipitado γ’ possui uma alta estabilidade com a matriz γ, mesmo em

altas temperaturas. Como o grau de ordenação do precipitado aumenta com o incremento de

temperatura, ligas com grande quantia de precipitado se tornam mais resistentes

mecanicamente. (CAMPBELL, 2006).

Como o Inconel 718 possui nióbio em sua composição, a estrutura tetragonal de corpo

centrado (TCC) da fase precipitada γ’’ Ni3Nb pode ser formada, atuando no fortalecimento

por precipitação, além de fases Ni3Ti e Ni3Nb, auxiliando no controle estrutural no processo

de forjamento. Essa fase precipita entre as temperaturas de 700 a 900°C (CAMPBELL, 2006).

O Inconel 718 não é recomendado a utilização em temperaturas acima de 650°C,

devido à baixa estabilidade da fase γ’’ quando comparada a fase γ’. Acima dessa temperatura,

o material começa a perder sua resistência mecânica (CAMPBELL, 2006; SHARMAN,

2015), onde pode começar a ocorrer precipitação de fase δ Ni3Nb, de geometria ortorrômbica,

causando degradação na resistência a corrosão e nas propriedades mecânicas (ITURBE, 2017)

28

A quantidade de carbono no material pode formar carbetos na matriz e nos contornos

de grãos. O fortalecimento dos contornos se deve principalmente a precipitação de cromo e

carbetos refratários, onde a adição de zircônio e boro melhoram a morfologia e estabilidade

dos carbetos (CAMPBELL, 2006).

Os carbetos evitam ou reduzem os deslizamentos de contornos de grãos, permitindo o

alivio de tensões, além de ajudar na estabilidade de elementos que possam causar

instabilidade de fases durante os carregamentos. Se respeitado a quantia correta de carbetos,

eles atuarão na resistência em altas temperaturas, ductilidade e resistência a fluência. Esses

carbetos são de composição de titânio, tântalo, nióbio e tungstênio (CAMPBELL, 2006). Na

tabela 2, observam-se várias propriedades mecânicas do Inconel 718, para o caso fundido.

Tabela 2 – Propriedades mecânicas do Inconel 718

Fonte – Adaptado de GALE, 2008

3.3 Fadiga e Fadiga Termomecânica

O fenômeno de fadiga ocorre quando um material está sujeito a cargas cíclicas em

dependência do tempo. É possível analisar os dados obtidos pelos ensaios de fadiga,

observando o crescimento de trincas. Dessa forma, pode-se dar início a estudos de previsão de

vida em fadiga de componentes que estarão sujeitos a cargas cíclicas (DOWLING, 2007). A

figura 2 ilustra um ensaio de fadiga.

Composição Endurecimento Temperatura (°C) Limite de Tensão de Deformação (%)Nominal (%) Escoamento (MPa) Ruptura (MPa)Ni - 52,5 Precipitação 20 1180 1350 17Cr - 19,0 200 1100 1280 16Fe - 18,8 400 1080 1240 13Nb - 5,2 600 960 1160 16Mo - 3,1 800 720 760 8Ti - 0,9Al - 0,5

29

Figura 2 – Esquematização de carregamento em fadiga

Fonte – Adaptado de DOWLING, 2008

O estudo de fadiga é de extrema importância no entendimento de falhas de

componentes sujeitos a carregamentos cíclicos. Estima-se que 61% de falhas em aeronaves

sejam por fadiga, junto de 18% de falhas por sobrecarga, 8% por corrosão sob tensão, 7% de

desgaste excessivo, 5% de oxidação em altas temperaturas e 1% por limite ruptura

(FERREIRA, 2017)

O processo de fadiga pode ser classificado em:

• Fadiga de Alto Ciclo (FAC)

• Fadiga de Baixo Ciclo (FBC)

• Fadiga Termomecânica (FTM)

Como o nome já diz, FAC e FBC estão relacionadas à quantidade de ciclos necessária

para a falha do CP. Geralmente, FAC está associada a tensões menores e baixa amplitude de

deformação, ultrapassando a vida de 104 ciclos. FBC excede os valores de deformação

elástica, atingindo o patamar de deformação plástica, diminuindo drasticamente a vida do CP,

abaixo de 104 ciclos (DOWLING, 2007).

Algumas vezes, a FTM é considerada uma FBC, uma vez que a quantidade de ciclos

para romper o CP é baixa, provocada pela presença de deformações plásticas durante o ensaio

(FERREIRA, 2017).

A falha por FTM se dá quando a deformação não pode ser acomodada a baixas

temperaturas, junto de efeitos de fluência e oxidação em altas temperaturas. Os ciclos

mecânicos e térmicos podem ser independentes entre si (KANESUND, 2011).

A FTM pode ser classificada em dois tipos:

30

• Em fase

• Fora de fase

A FTM em fase se dá quando os ciclos de temperatura e mecânicos estão em fase, ou

seja, quando ocorre a carga máxima mecânica, ocorre também a carga máxima térmica. O

ângulo de mudança de fase Φ é de 0 (ASTM E 2368, 2004).

Para a FTM fora de fase, os ciclos mecânicos estão fora de fase com os ciclos

térmicos, ou seja, quando ocorre a carga máxima mecânica, ocorre a menor carga térmica. O

ângulo Φ é de 180° (ASTM E 2368, 2004).

Quando o CP está sujeito a FTM em fase, sofre relaxação da fluência em tração

quando está em alta temperatura, causando deformação plástica em compressão em baixa

temperatura. Para o caso de FTM fora de fase, o inverso acontece, relaxação em compressão

sob alta temperatura e deformação plástica em tração para baixa temperatura (KANESUND,

2011). A figura 3 mostra os gráficos ilustrativos de temperatura e carga mecânica em relação

ao número de ciclos.

31

Figura 3 – Ilustração dos carregamentos em FTM em fase (a) e fora de fase (b)

Fonte – Adaptado de ASTM E 2368, 2004

Para os casos onde o CP está sujeito a tensões que se desenvolvem sem restrições na

deformação térmica, utiliza-se o termo fadiga de deformação térmica (FT) (FERREIRA,

2017). Também é possível observar a Fadiga Isotérmica (FI), cíclica sob aplicação de tensão

com temperatura constante. A FTM é considerada mais grave, uma vez que o gradiente de

32

temperatura, provocando dilatações lineares, pode gerar concentradores de tensão, devido a

transformação da deformação térmica em mecânica, danificando a estrutura (FERREIRA,

2017)

3.4 Cargas em componentes aeronáuticos

Superligas são os principais materiais utilizados em situações de alta temperatura de

turbinas a jato, como as aletas e câmaras de combustão, constituindo até 50% do peso do

motor. A figura 4 ilustra as utilizações em motores a jato.

Figura 4 – Componentes em turbinas a jato aeronáuticas


Em aplicações de turbinas a jato, é possível separar em materiais de grandes grãos

fundidos, escolhidos para situações de fluência, e grãos pequenos, para casos de fadiga

(CAMPBELL, 2006)

As ligas de níquel são amplamente utilizadas na indústria aeronáutica devido a elevada

resistência corrosiva e fluência a altas temperaturas, mantendo as propriedades mecânicas em

faixas de temperaturas elevadas (ITURBE, 2017).

33

Solidificação direcionada e monocristais em superligas de níquel foram desenvolvidas

para melhorar as resistências a fluência e fadiga térmica em turbinas aeronáuticas, sendo

utilizadas também em turbinas para geração de energia (CAMPBELL, 2006). A figura 5

mostra um gráfico de resistência a fluência de características das estruturas cristalinas.

Figura 5 – Resistencia a fluência baseado em características cristalinas


Durante o funcionamento de turbinas, inúmeros componentes estão sujeitos a

carregamentos dependentes do tempo que são originados de forças externas e do gradiente de

temperatura de ligamento e desligamento do motor, podendo gerar o fenômeno de FTM

(KANESUND, 2011).

3.5 Norma ASTM E 2368

A norma ASTM E 2368 corresponde à padronização de ensaios de FTM, com controle

de deformação. A temperatura e a deformação são controladas de forma independente. Assim

é possível elaborar ciclos de carregamentos térmicos e mecânicos, auxiliando no estudo e

desenvolvimento de novos materiais e na performance de componentes (ASTM E 2368,

2004).

35

4. MATERIAIS E MÉTODOS

Para melhor entendimento e visualização das atividades desenvolvidas, um

fluxograma está apresentado na figura 6.

Figura 6 – Fluxograma de atividades para realização do ensaio FTM

Fonte - Autor

4.1 Material

Para realização do trabalho, foram utilizados 4 CPs de superliga de níquel Inconel 718,

numerados de 61 a 64. Para redução ao mínimo de fatores relativos a preparação dos corpos

de prova, estes foram cedidos pela ASTM na sua geometria final, conforme desenho de corpo

de prova previamente enviado a ASTM, uma vez que o trabalho é em conjunto com dezenas

de outros laboratórios ao redor do mundo, com o objetivo de atualizar a norma ASTM E

2368. Como os CPs já estavam usinados na chegada ao NEMAF, foram necessários somente

os preparativos para o ensaio de FTM. Os CPs estavam usinados conforme a norma ASTM

E8M/14, demonstrado pela figura 7, para atender aos requisitos do trabalho. A tabela 3

demonstra os valores do diâmetro da seção útil e o comprimento do CP, solicitados pela

ASTM.

36

Figura 7 – Desenho 2D do padrão de corpo de prova para ensaios FTM

Fonte - ASTM E8M/14

Tabela 3 – Comprimento e diâmetro dos CPs

Fonte - Autor

4.2 Métodos

4.2.1 Preparação do Corpo-de-prova

Os 4 CPs necessitaram ser pintados de preto, uma vez que o brilho reflexivo do

material analisado poderia comprometer as medições de temperatura do pirômetro ótico,

causando diferenças de temperatura durante o ensaio.

Um dos CPs (CP 63) foi selecionado para calibrações no ensaio. Para uma melhor

exatidão na aquisição da temperatura correta, ao CP 63 foi soldado 2 termopares do tipo K

(Crhomel-Alumel), próximos a região de contato do extensômetro, seguindo a ilustração da

figura 8. Na figura 8 e na tabela 4 é possível observar que a diferença de temperatura nas duas

regiões foi mínima, mantendo uma homogeneidade durante toda a seção útil do CP para as

temperaturas de trabalho de 316°C e 677°C. Porém, essa homogeneidade não pode ser

considerada suficiente para atender os requisitos solicitados pela ASTM, que é a diferença de

no máximo 3°C na seção útil do CP. Pelo gráfico da figura 9, a diferença pode chegar a 7°C.

O que pode ter dificultado a homogeneização da temperatura é o pequeno comprimento que o

CP 61 CP 62 CP 63 CP 64 MÉDIA D.P.

Comprimento Seção Útil(mm) 15,1 15 14,8 15 14,98 0,125831

Diâmetro Seção Útil(mm) 6,3 6,2 6,6 6,5 6,4 0,182574

37

CP possui, impossibilitando um melhoramento na disposição da bobina de indução. Um

melhor método e controle da refrigeração também alterariam de forma positiva os resultados.

Figura 8 – Desenho 2D ilustrando as posições de termopares utilizados

Fonte – Autor

Figura 9 – Gráfico de diferenças de temperatura entre os termopares em um ciclo térmico

Fonte – Autor

-12

-9

-6

-3

0

3

6

9

12

15

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Tem

pe

ratu

ra (

°C)

Tempo (s)

Diferença de Temperatura - Termopares

Delta T

38

Tabela 4 – Temperaturas obtidas pelos termopares nos limites máximo e mínimo

Fonte - Autor

4.3 Equipamentos

A montagem do sistema de ensaio de FTM podem ser visualizados na figura 10, onde

se discrimina: as bobinas de aquecimento de cobre com filamento tubular, com diâmetro

externo de 5mm; garras refrigeradas a água para manutenção da temperatura fora da seção útil

em temperatura baixa; tubo de ventilação para manutenção da temperatura na seção útil e para

resfriamento do CP; pirômetro ótico para controle de temperatura; extensômetro com hastes

cerâmicas para utilização em altas temperaturas.

Ciclo Temperatura Cima Temperatura Baixo1 317,955 317,3972 319,040 316,3203 315,679 317,505

MÉDIA 317,558 317,074D.P. 1,715309593 0,655212179

Ciclo Temperatura Cima Temperatura Baixo1 678,527 675,2682 679,611 678,5013 677,847 677,100

MÉDIA 678,662 676,956D.P. 0,889677095 1,621281078

316 °C

677 °C

39

Figura 10 – Equipamentos utilizados, evidenciando o extensômetro (A), pirômetro (B) e tubo de

refrigeração (C) do CP

Fonte – Autor

Para o aquecimento do sistema, utilizou-se um forno de indução INDUCTOHEAT de

200 kHz de frequência e 7,5 kW de potência com conexão ao controlador de temperatura

programável da marca EUROTHERM.

O extensômetro utilizado na aquisição do deslocamento axial, da marca MTS modelo

632.54F-14, foi desenvolvido para suportar temperaturas de até 1200°C com hastes cerâmicas

e comprimento útil de 12mm. A deformação de referência escolhida foi a temperatura de

21°C, “zerando” a abertura COD do extensômetro.

Para o controle de temperatura utilizou-se um pirômetro ótico infravermelho

RAYTEK, modelo RAYSXSMTCF1L2, calibrado para trabalhar entre 200°C e 1000°C,

atendendo a faixa de 316°C a 677°C utilizada no ensaio.

Também foi utilizado uma máquina de carregamento axial, com célula de 100kN de

carga, um sistema para refrigeração do sistema de ensaio e uma câmera infravermelho para

visualização da transferência de calor para o CP.

Todo o monitoramento e controle de deslocamento, paradas, cargas mecânicas,

variações de temperatura e sistemas de segurança foram feitos por um programa

computadorizado Multiple Purpose Testing (MPT) da MTS. O programa MPT pode ser

programado para criar rotinas e ciclos de atuações. Dessa forma, foi possível criar uma

programação para o ensaio de teste de temperatura, módulo elástico, ciclo térmico em força 0

40

e o próprio ensaio FTM. A figura 11 ilustra um tipo de programação para um ensaio

semelhante. O programa gera um relatório em dados dos comandos inseridos nos ensaios e a

resposta dos equipamentos no CP, além de gráficos em tempo real para visualização do

operador (FERREIRA, 2017).

Figura 11 – Programação de etapas para o ensaio FTM

Fonte – FERREIRA, 2017

4.4 Procedimentos do ensaio FTM

Para simular o as variações de carregamentos e descarregamentos mecânicos e

térmicos no material durante as atuações de aeronaves de maior performance, principalmente

nas turbinas dos motores construídas em liga Inconel 718 (JOHASSON, 2010; KIRKA,

2015), definiu-se que o ensaio estaria na faixa de trabalho de 316°C e 677°C com

carregamentos mecânicos, isto é, em controle de deformação com a deformação variando

entre ±0,5%, fora de fase, com R=-1 e forma de onda triangular, ou seja, quando a

41

temperatura atinge 316°C, a deformação mecânica é de 0,5%; quando atinge 677°C, a

deformação mecânica é de -0,5%, criando picos e vales opostos entre temperatura,

consequentemente resultando em carregamento térmico, e os carregamentos mecânicos.

As equações aplicadas no ensaio FTM são demonstradas nas equações 1 a 4 onde εtot é

a deformação acusada pelo deslocamento COD do extensômetro, εel é a deformação elástica

definida pelo módulo elástico e o carregamento, εterm é a deformação térmica calculada pela

equação com o coeficiente de dilatação térmica linear α obtidas previamente e confrontadas

com a literatura do Inconel 718, e εpl sendo a deformação plástica resultante. A figura 12

ilustra o comportamento do material no ensaio FTM.

ε𝑡𝑜𝑡 = ε𝑒𝑙 + ε𝑝𝑙 + ε𝑡𝑒𝑟𝑚 (1)

ε𝑒𝑙 = 𝜎

𝐸(𝑇) (2)

ε𝑡𝑒𝑟𝑚 = 𝛼𝛥𝑇 (3)

ε𝑝𝑙 = ε𝑡𝑜𝑡 − ε𝑒𝑙 – ε𝑡𝑒𝑟𝑚 (4)

Figura 12 – Ilustração do comportamento do material em ensaio FTM

Fonte – Adaptado de GHODRAT, 2013

Previamente, seguindo o fluxograma de atividades, são necessárias algumas etapas

preparatórias para a realização do ensaio FTM. Primeiramente, para assegurar que o

pirômetro está posicionado de forma correta no CP acoplado à máquina, posiciona-se o

42

extensômetro na seção útil do CP e o deixa “zerado”. Em seguida, aumenta-se a temperatura

até o limite inferior de temperatura do ensaio, dessa forma, com o deslocamento COD e a

seção transversal do CP, é possível obter a deformação térmica real. Com o α teórico,

obtemos a deformação teórica. Se os valores estiverem próximos, então a temperatura

também estará. O mesmo se fez para o limite superior de temperatura.

A próxima etapa é calcular o módulo elástico do CP nas temperaturas de 21°C e

677°C, com uma tensão fixada em 69 MPa (regime elástico), em tração e em compressão, e

confrontar com a literatura se os valores estão próximos. Para isso, houve um carregamento

com controle de temperatura, onde a partir do gráfico resultante teria o seu módulo de Young

calculado, seguindo a literatura ilustrada na figura 13.

Figura 13 – Obtenção do módulo elástico

Fonte – CALLISTER, 2008

A última etapa preparatória é realizar cinco ciclos térmicos de 316°C a 677°C, para

estabilização do sistema em regime de força 0, onde o CP expande livremente. Após estar

estável, com a aquisição dos dados de deslocamento do COD, calcula-se a deformação

térmica do CP através da seção transversal. Para uma melhor estabilização das temperaturas

nos limites superiores e inferiores, foi adicionado uma parada (dwell) de 3 segundos. Dessa

forma, houve tempo suficiente para a temperatura aferida atingisse o valor da temperatura de

43

comando. Com a deformação térmica calculada nos limites, adicionando os valores de

deformação mecânicas fixas, ocorreu o input do deslocamento total nos limites de temperatura

para a programação do software MPT. A figura 14 ilustra o ciclo térmico triangular.

Figura 14 – Ilustração de ciclo térmico

Fonte – Autor

Por fim, realiza-se o ensaio FTM, que começa com 5 ciclos térmicos para

estabilização térmica do sistema, seguindo da mesma forma da etapa anterior. Após o

encerramento do quinto ciclo, os carregamentos mecânicos iniciam, em conjunto aos ciclos

térmicos, programados no software MPT. Os carregamentos seguem padrão triangular fora de

fase, com picos de temperatura e vales mecânicos (e vice-versa). Os carregamentos mecânicos

atingiam o valor estipulado junto ao comando de temperatura, porém, como a temperatura real

não atingia ao mesmo tempo, o carregamento mecânico se mantinha estável nos limites

inferior e superior por 3 segundos, tempo suficiente para a temperatura real atingir o

comando. Como o ciclo total era de 180 segundos, sendo 90 segundos para cada fase de

carregamento, as taxas de resfriamento, aquecimento e carregamento foram de 4°C/s e

550N/s. A figura 15 ilustra o comportamento gráfico dos carregamentos.

300

350

400

450

500

550

600

650

700

Tem

pe

ratu

ra (

°C)

Tempo (s)

Variação de temperatura - triangular

44

Figura 15 – Ilustração dos carregamentos triangulares fora de fase mecânico e térmico

Fonte - Autor

De

form

ação

(m

m/m

m)

Tempo (s)

Def Mec

Def Term

Def Total

45

5. RESULTADOS E DISCUSSÃO

5.1 Ensaios FTM: Norma ASTM E 2358

Para execução dos ensaios de FTM conforme o programa “Round Robin Testing” da

ASTM, alguns requisitos devem ser atendidos e serão apresentados, bem como discutidas as

dificuldades encontras para a sua exiguidade. Os preparativos e os ensaios elaborados estão

baseados nesses requisitos solicitados para o auxílio da atualização da norma (ASTM ILS 20:

E-2368, 2015).

Primeiramente, é solicitado que o maquinário seja capaz de controlar, de forma

independente, a deformação total e a temperatura de ensaio. A interface do software MPT

fornece essa possibilidade, controlando os carregamentos e o forno de indução em conjunto

com o pirômetro (ASTM ILS 20: E-2368, 2015).

Em seguida, exige-se que a célula de carga esteja em série com o transdutor de força,

ou seja, o equipamento que transforma os sinais elétricos em força mecânica. O software

MPT em conjunto com o extensômetro e a célula de carga atende essa requisição. A célula de

carga foi calibrada em 2016, com a certificação do fornecedor do maquinário (ASTM ILS 20:

E-2368, 2015).

Também é exigido que o extensômetro estivesse calibrado, o que foi realizado em

2016, com certificação da fornecedora MTS (ASTM ILS 20: E-2368, 2015).

Exige-se que a temperatura no CP, durante as condições de ensaio, não ultrapasse uma

diferença, entre dois pontos da área útil de ensaio, de 1% da temperatura máxima ou de 3°C.

A utilização dos termopares foi essencial para verificar esse requisito (ASTM ILS 20: E-2368,

2015).

Por fim, para o caso de requisitos preparativos, exigem-se detalhes do maquinário,

célula de carga, fixação do CP, software de controle do ensaio, controladores externos,

método de controle do ensaio, relatórios de coleta de dados, sistemas de aquecimento e

resfriamento, características do termopar, características e propriedades do extensômetro,

métodos de como foi realizado a compensação da deformação térmica e sua acuracidade,

método de manutenção de ciclos mecânicos e térmicos, descritivo de início do ensaio FTM,

definição de critério de falha e desvios e dificuldades de atender os procedimentos

recomendados para o ensaio (ASTM ILS 20: E-2368, 2015).

Muitos dos requisitos solicitados já foram discutidos e outros serão discutidos em

conjunto dos resultados, que serão explorados em tópicos seguintes.

46

A ASTM sugere evitar qualquer contato com a seção útil polida do CP, com o objetivo

de alterar o mínimo possível os resultados. Recomenda-se limpar os CPs e observar se há

alguma irregularidade na superfície do CP (ASTM ILS 20: E-2368, 2015).

Os dados de módulo elástico ensaiado com 69 MPa em tensão e compressão, nas

temperaturas ambiente de 21°C e 677°C, ciclo térmico em força 0, compensação da

deformação térmica, deformações mecânicas máximas e mínimas, forças aplicadas máximas e

mínimas, tempo, força, temperatura, temperatura de comando, resposta do extensômetro,

deformações térmica e mecânica foram obtidas e convertidas em formato ASC II e enviadas

para a ASTM, para submissão dos resultados (ASTM ILS 20: E-2368, 2015).

A compensação da deformação térmica, utilizada para obter valores mais exatos de

deformação linear α, uma vez que não é uma função linear em função da temperatura, não foi

realizada. Os valores de deformação térmica com α teórico foram comparados com a

deformação experimental acusada pelo extensômetro, em regime de deformação mecânica 0,

observando se a deformação durante o ciclo correspondia com a deformação esperada na

literatura (ASTM ILS 20: E-2368, 2015; SPECIAL METALS, 2007).

Por fim, para a submissão do trabalho para a ASTM, preencheu-se uma tabela com

dados obtidos de deformação mecânica máxima e mínima, temperatura máxima e mínima,

tempo de ciclo, dimensões do CP, vida do CP, posição da trinca em relação extensômetro e

um resumo do ensaio. A ASTM solicitou o retorno dos CPs (ASTM ILS 20: E-2368, 2015).

Para uma melhor explicação, os resultados serão expostos conforme a etapa do ensaio

no CP. O CP 63 foi o escolhido para calibração dos sistemas e parâmetros dos ensaios. Os

CPs 62 e 64 não chegaram a fraturar, uma vez que falhas de energia elétrica possivelmente

podem ter gerado sobrecargas no material, causando deflexões no eixo do CP. O CP 61

obteve um resultado dentro do esperado. A ASTM define que critérios de falha são separação

total do CP, queda de tensão entre picos e uso de filme de celulose (ASTM E 2368, 2004).

Em nenhum dos casos os CPs 62 e 64 podem ser considerados como falhados. Não houve a

utilização do filme de celulose em nenhum CP.

A figura 16 mostra os CPs após os ensaios, mostrando as fraturas nos CP 61 e 63 e as

deformações nos CPs 62 e 64.

47

Figura 16 – CPs de 61 a 64, da esquerda para a direita em ordem crescente, após os ensaios de FTM

Fonte - Autor

5.1.1 Testes de Temperatura

Utilizando dados da literatura (SPECIAL METALS, 2007), é possível obter os valores

de dilatação térmica linear α para as temperaturas de 316°C e 677ºC. A tabela 5 mostra estes

valores teóricos de α.

Tabela 5 – Valores de dilatação térmica linear α para as temperaturas de ensaio

Fonte – SPECIAL METALS, 2007

Com os valores teóricos de α, confronta-se os valores de deformação obtidos pelo

extensômetro. A tabela 6 demonstra os valores de deformação obtidos nas duas temperaturas,

evidenciando que a temperatura estava correta para todos os CPs. Ocorre uma diferença com

os valores absolutos, porém isso se deve a calibração manual do extensômetro para cada

ensaio. A diferença de valores entre as duas temperaturas nos dados aferidos demonstra que a

temperatura estava correta.

Temperatura (°C) α (m/m.°C.10^-6)

316 13.77

677 14.91

48

Tabela 6 – Valores de deformações térmicas aferidas em comparação com a esperada, para as

temperaturas de ensaio.

Fonte - Autor

5.1.2 Módulo Elástico

Para o ensaio de módulo elástico E, cargas axiais de 69 MPa foram impostas nos CPs,

nas temperaturas ambiente e de 677°C, tanto em compressão quanto em tração. As figuras 17

a 22 demonstram os comportamentos dos CPs e a tabela 7 compara os valores obtidos com a

literatura (SPECIAL METALS, 2007). Fica claro que os resultados estão dentro do esperado.

Figura 17 – Módulo elástico para o CP 61 em temperatura ambiente

Fonte – Autor

Deformação Calculada (mm/mm) Deformação Teórica (mm/mm)

CP 61 0.003922333

CP 62 0.003935409

CP 63 0.003154555

CP 64 0.00273811

CP 61 0.009168294

CP 62 0.008971111

CP 63 0.009297409

CP 64 0.008545124

0.00406

0.00978

316°C

677°C

y = 199342x + 28,482R² = 0,9996

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

-0,0006 -0,0005 -0,0004 -0,0003 -0,0002 -0,0001 0 0,0001 0,0002 0,0003

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (mm/mm)

Modulo ambiente - CP 61

Modulo - CP 61

Linear (Modulo - CP 61)

49

Figura 18 – Módulo elástico para o CP 61 em temperatura máxima

Fonte – Autor


Fonte – Autor

y = 163500x - 1583,3R² = 0,9994

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

0,0092 0,0094 0,0096 0,0098 0,01 0,0102

Ten

são

(M

Pa)


Modulo 677 - CP 61

Modulo 677 - CP 61

Linear (Modulo 677 - CP 61)

y = 209862x + 71,522R² = 0,9993

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

-0,0007 -0,0006 -0,0005 -0,0004 -0,0003 -0,0002 -0,0001 0

Ten

são

(M

Pa)




Linear (Modulo ambiente - CP 62)

50


Fonte – Autor


Fonte – Autor

y = 160559x - 1598,9R² = 0,999

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

0,0095 0,0096 0,0097 0,0098 0,0099 0,01 0,0101 0,0102 0,0103 0,0104

Ten

são

(M

Pa)


Modulo 677 - CP 62

Modulo 677 - CP 62


y = 190170x - 10,244R² = 0,9995

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

-0,0004 -0,0003 -0,0002 -0,0001 0 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,0005

Ten

são

(M

Pa)




Linear (Modulo ambiente - CP 63)

51

Figura 22– Módulo elástico para o CP 63 em temperatura máxima

Fonte – Autor


Fonte – Autor

y = 164330x - 1596,2R² = 0,9991

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

0,0092 0,0094 0,0096 0,0098 0,01 0,0102

Ten

são

(M

Pa)


Modulo 677 - CP 63

Modulo 677 - CP 63


y = 203884x + 172,81R² = 0,9997

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

-0,0014 -0,0012 -0,001 -0,0008 -0,0006 -0,0004 -0,0002 0

Ten

são

(M

Pa)



52


Fonte – Autor

Tabela 7 – Módulos obtidos nos ensaios em comparação com o teórico

Fonte – Adaptado de SPECIAL METALS, 2007

5.1.3 Ciclo Térmico em Força 0

O ciclo térmico em regime de força 0 indicou os valores de deformação térmica, com

isso, adicionando os valores de deformação mecânica de ±0,5%, obteve-se os valores de

deformações totais para cada limite de temperatura, que foram fixadas no programa MPT. As

figuras 25 a 28 demonstram os gráficos dos ciclos térmicos do CPs.

y = 161939x - 1437,9R² = 0,9994

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

0,0084 0,0085 0,0086 0,0087 0,0088 0,0089 0,009 0,0091 0,0092 0,0093 0,0094

Ten

são

(M

Pa)


Modulo 677 - CP 64

Mód. Elástico Experimental (GPa) Mód. Elástico Teórico (GPa) MÉDIA D.P.

CP 61 199

CP 62 209

CP 63 190

CP 64 203

CP 61 163

CP 62 160

CP 63 164

CP 64 161

200,25

162

7,973916

1,825742

200

161

21°C

677°C

53

Figura 25 – Ciclo térmico obtido para o CP 61

Fonte – Autor


Fonte – Autor

0,005

-0,005

0,005

-0,005

0,005

-0,005

0,005

0,00797

0,003973

0,00797

0,003973

0,00797

0,003973

0,00797

-0,006

-0,004

-0,002

0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

360 450 540 630 720 810 900

De

form

ação

(m

m/m

m)

Tempo (s)

Ciclo Térmico - CP 61

Def Term

Def Mec

Def TOTAL

0,008822

0,00311

0,008822

0,00311

0,008822

0,00311

0,008822

-0,005

0,005

-0,005

0,005

-0,005

0,005

-0,005

0,003822

0,00811

0,003822

0,00811

0,003822

0,00811

0,003822

-0,01

-0,005

0

0,005

0,01

180 270 360 450 540 630 720

De

form

ação

(m

m/m

m)

Tempo (s)


Def Term

Def Mec

Def Total

54


Fonte – Autor


Fonte – Autor

-0,005

0,005

-0,005

0,005

-0,005

0,005

-0,005

0,005

0,001179

0,004639

0,001179

0,004639

0,001179

0,004639

0,001179

0,004639

-0,006

-0,004

-0,002

0

0,002

0,004

0,006

0,008

450 540 630 720 810 900 990 1080

De

form

ação

(m

m/m

m)

Tempo (s)


Def Mec

Def Term

Def Total

0,002675

0,008691667

0,002675

0,008691667

0,002675

0,008691667

0,002675

0,005

-0,005

0,005

-0,005

0,005

-0,005

0,005

0,007675375

0,003691292

0,007675375

0,003691292

0,007675375

0,003691292

0,007675375

-0,006

-0,004

-0,002

0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

360 450 540 630 720 810 900

De

form

ação

(m

m/m

m)

Tempo (s)


Def Term

Def Mec

Def Total

55

Analisando as deformações térmicas obtidas em cada CP, calculou-se a deformação

total para cada caso. A tabela 8 mostra os valores de deformações para cada ensaio,

posteriormente utilizados para iniciar o ensaio FTM.

Tabela 8 – Deformações obtidas para programação do programa MPT

Fonte - Autor

5.1.4 Fadiga Termomecânica: Inconel 718

Como o CP 62 presenciou uma falha elétrica no início do ensaio FTM, que

possivelmente causou uma deflexão no eixo do CP, não será analisado o ensaio FTM para

esse caso, devido a possíveis inexatidões de resultados. O mesmo ocorre para o CP 64, porém

o problema acontece no ciclo 4971, se aproximando da vida do CP 61. Portanto, é possível

fazer uma análise e comparar os resultados, ocorrendo também uma inexatidão, mas servindo

como efeito didático.

As figuras 29 a 31 demonstram as tensões máximas e mínimas, além da amplitude,

obtidas durante todo o ensaio. Observa-se que ocorreram quedas abruptas no gráfico do CP

61, isso se deve a pausas e reinícios necessários para continuação do ensaio. Ao final do

ensaio, pode ocorrer um pico de tensão, uma vez que o CP estava prestes a fraturar.

Deformação Térmica (mm/mm) Deformação Mecânica (mm/mm) Deformação Total (mm/mm)

CP 61 0,003053 0,005 0,008053

CP 62 0,003112 0,005 0,008112

CP 63 -0,0002943 0,005 0,0047057

CP 64 0,0026782 0,005 0,0076782

CP 61 0,009043 -0,005 0,004043

CP 62 0,0088223 -0,005 0,0038223

CP 63 0,0060872 -0,005 0,0010872

CP 64 0,00869167 -0,005 0,00369167

316°C

677°C

56

Figura 29 – Tensões máximas, mínima e amplitude para o CP 61

Fonte – Autor


Fonte – Autor

-1000

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

1200

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000Ten

são

(M

Pa)

Ciclos

Tensões FTM - CP 61

Tensão Máxima

Tensão Mínima

Amplitude

-1000

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

1200

0 200 400 600 800 1000 1200 1400Ten

são

[M

Pa]

Ciclos


Tensão Máxima

Tensão Mínima

Amplitude

57


Fonte – Autor

Analisando a tensão máxima, é possível notar uma pequena queda de valor quando se

compara o início do ensaio com o final. Como o CP está se fragilizando, a tensão mecânica a

se aplicar é menor para atingir os valores determinados de deslocamento do COD, já que a

temperatura, consequentemente a deformação térmica, não se varia.

As figuras 31 a 34 demonstram as histereses de deformação nos ciclos 100, 1000,

meia-vida e final. Nota-se que a histerese fica mais ampla a cada ciclo, isso quer dizer que a

deformação plástica vai aumentando no CP no momento de carregamento positivo mecânico

(tração), diminuindo a tensão imposta no CP, como mencionado por KANESUND et al, para

ensaios em Inconel 792.

-1000

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

1200

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000Ten

são

(M

Pa)

Ciclos


Tensão Max

Tensão Min

Amplitude

58

Figura 32 – Histerese do ensaio FTM para o CP 61

Fonte- Autor


Fonte – Autor

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

0,003 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009Ten

são

[M

Pa]

Deformação [mm/mm]

FTM Histerese - CP 61

Ciclo 100

Ciclo 1000

Ciclo 2750

Ciclo 5500

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

0,003 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009Ten

são

[M

Pa]

Deformação [mm/mm]


Ciclo 100

Ciclo 620

Ciclo 1000

Ciclo 1230

59


Fonte – Autor

Acima de temperaturas de 650°C, pode ocorrer a precipitação de fases δ, que

promovem uma queda da resistência mecânica do material (CAMPBELL, 2006). Como o CP

fica por volta de 15s/ciclo em temperatura possível de precipitação de fase δ, a longo prazo

pode ser que essa fase explique a queda de tensão e aumento de deformação plástica, uma vez

que a duração do ensaio pode durar dias.

Para efeitos de comparação, podem-se elaborar gráficos para os ciclos mencionados de

100, 1000, meia-vida e final na mesma imagem. As figuras 35 a 38 mostram esses gráficos e

a tabela 9 faz um resumo geral para os CPs.

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

0,003 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009Ten

são

(M

Pa)



Ciclo 100

Ciclo 1000

Ciclo 2480

Ciclo 4970

60

Figura 35 – Ciclos 100 do ensaio FTM para todos os CPs

Fonte – Autor

Figura 36 – Ciclos 1000 do ensaio FTM para todos os CPs

Fonte – Autor

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

0,003 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009Ten

são

(M

Pa)


Ciclos 100 - Histerese

Ciclo 100 - CP 61

Ciclo 100 - CP 63

Ciclo 100 - CP 64

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

0,003 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009Ten

são

(M

Pa)


Ciclos 1000 - Histerese

Ciclo 1000 - CP 61

Ciclo 1000 - CP 63

Ciclo 1000 - CP 64

61

Figura 37 – Ciclos meia-vida do ensaio FTM para todos os CPs

Fonte – Autor

Figura 38 – Ciclos finais do ensaio FTM para todos os CPs

Fonte – Autor

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

1200

0,003 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009Ten

são

(M

Pa)


Ciclos Meia-Vida - Histerese

Ciclo M-V - CP 61

Ciclo M-V - CP 63

Ciclo M-V - CP 64

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

0,003 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009Ten

são

(M

Pa)


Ciclos Finais - Histerese

Ciclo F - CP 61

Ciclo F - CP 63

Ciclo F - CP 64

62

Tabela 9 – Tensões e ciclos obtidos para todos os CPs no ensaio FTM

Fonte - Autor

Analisando os CPs 61 e 64, o comportamento durante o ensaio de FTM foram

parecidos em relação as deformações para os ciclos definidos de 100, 1000, meia-vida e final.

Há uma diferença absoluta, mas que pode ser explicada pelo posicionamento do

extensômetro, onde pequenas variações podem alterar o referencial, mas sem alterar o

resultado final.

O CP 63 teve um comportamento diferenciado, uma vez que foi escolhido como

calibração, incluindo os termopares soldados, introduzindo defeitos na superfície. Dessa

forma, o CP foi sendo reduzido sua resistência mecânica, antes mesmo de começar o ensaio

FTM. A fratura do CP foi localizada exatamente na posição da solda do termopar de cima,

evidenciando que os processos de calibração estavam alterando o CP.

Como houveram falhas elétricas durante os ensaios dos CPs 62 e 64, é possível

desconsiderar os dados obtidos durante o ensaio. Como o objetivo deste trabalho é fazer uma

didática de como realizar o ensaio FTM, ocorrendo também uma análise do comportamento

do Inconel, o CP 64 foi considerado, uma vez que estava se aproximando da vida do CP 61.

Já o CP 62 não foi considerado, uma vez que a falha elétrica aconteceu no início do ensaio

FTM, alterando os dados obtidos em sequência.

Em um trabalho realizado por outro laboratório, também em solicitação pela ASTM,

os resultados de tensões em ciclos de meia-vida atingem valores próximos aos obtidos neste

trabalho, onde geralmente a tensão de compressão é menor que a de tração (BARNETT,

2015). A tabela 10 mostra os valores realizados em paralelo.

CP 61 CP 63 CP 64 MÉDIA D.P.

Tensão Máxima - Pico (MPa) 960 977 943 960 17

Tensão Mínima - Pico (MPa) -660 -787 -766 -737,667 68,07594

Tensão Máxima - M-V (MPa) 921 869 786 858,6667 68,09063

Tensão Mínima - M-V (MPa) -616 -767 -666 -683 76,92204

Ciclo Meia-Vida 2750 620 2480 1950 1159,698

Ciclo Final 5500 1237 4970 3902,333 2323,408

63

Tabela 10 – Tabela demonstrando os ciclos e tensões obtidos para um ensaio realizado em conjunto,

por proposta da ASTM

Fonte – Adaptado de BARNETT, 2015

A vida obtida foi diferente ao obtido neste trabalho. Isso pode ser explicado pela

diferença de geometria dos CP utilizados. No trabalho referenciado, a geometria foi segundo a

figura 39. Mesmo no próprio ensaio, os valores de ciclos finais foram diferentes, entre 2450 e

4019 ciclos (excluindo o CP 25 de calibração).

Figura 39 – Ilustração do CP utilizado no trabalho realizado em conjunto por proposta da ASTM

Fonte – BARNETT, 2015

Na literatura, ainda não é muito claro o que define a vida do material em condições de

FTM. Analisando o mesmo material, espera-se que seus tratamentos e métodos de obtenção

do material alterem as propriedades mecânicas (JACOBSSON, 2009).

Para ensaios de FTM em Inconel 718, em situações impostas parecidas, com

deformação de ±0,5%, R=-1 e temperaturas entre 200 e 550°C, observou-se que a falhas são

de característica trans-granular em fadiga de baixa propagação de trinca, devido ao

fortalecimento dos contornos de grãos pelos precipitados. No mesmo estudo, considera-se que

casos de FTM em fase são mais prejudiciais ao material do que casos de FTM fora de fase.

CP 25 CP 26 CP 27 CP 28 MÉDIA D.P.

Tensão Máxima - Pico (MPa) 896 820 877 859 863 32,4037

Tensão Mínima - Pico (MPa) -786 -650 -779 -746 -740,25 62,64383

Tensão Máxima - M-V (MPa) 745 786 749 746 756,5 19,73998

Tensão Mínima - M-V (MPa) -597 -601 -575 -551 -581 23,0362

Ciclo Meia-Vida 952 1225 1275 2010 1365,5 452,5089

Ciclo Final 1904 2450 2549 4019 2730,5 904,6099

64

Isso se deve a maximização da corrosão sob tensão e alta temperatura, uma vez que a carga

mecânica máxima está atrelada a maior temperatura, somado a fluêcia. Entretanto, para casos

em que as propriedades frágeis do material em temperatura mínima sejam relevantes, a carga

máxima em FTM fora de fase pode nuclear e propagar trincas (JACOBSSON, 2009).

Dessa forma, para casos de FTM fora de fase, as condições severas para o CP é a

temperatura mínima. Para demonstrar essas falhas, seria necessário realizar um trabalho de

análise de falha nos CPs. Com os estudos de propagação de trincas, seria possível estimar o

comportamento do material nas condições de FTM. Na literatura observa-se discordâncias de

previsões de vida do material uma vez que vários fatores podem ser levados em conta, além

de aproximações que muitas vezes não podem ser realizadas devido as diferenças de

temperatura, por exemplo, que altera os valores de módulo elástico durante o ensaio. Os

trabalhos de JACOBSSON et al. e KUPKOVITS et al. exploram essas diferenças de

interpretações que se pode dar aos ensaios de FTM e os seus resultados.

65

6. CONCLUSÃO

O objetivo principal deste trabalho foi atingido, onde se avaliou os resultados de um

ensaio de Fadiga Termomecânica em corpos-de-prova de liga Inconel 718, auxiliando na

atualização da norma ASTM E 2368. A proposta de estudar o ensaio de FTM foi bem-

sucedida.

A ASTM solicitou inúmeras informações e detalhamentos de requisitos para

preparação do ensaio e durante o ensaio. Algumas dessas solicitações não foram atendidas,

sendo apontado principalmente o controle de temperatura na seção útil do CP e a

compensação da deformação térmica. A complexidade do ensaio foi alta e o nível de

detalhamento exigido pela ASTM também.

Os requisitos da Norma ASTM E 2368 com relação ao controle de temperatura é

difícil de ser obtido no comprimento útil do CP, mas mais razoavelmente obtido no

comprimento de controle. A solicitação de controle de temperatura não foi possível ser

atendida, necessitando um melhor controle de refrigeração, além de uma geometria de CP

mais favorável para modificar a disposição das bobinas de indução. Foi adicionado um dwell

de 3 segundos em cada temperatura limite do ensaio, onde a carga mecânica e a temperatura

de comando ficaram estáveis, dando tempo suficiente para a temperatura real atingir o valor

programado, podendo assim causar algum dano não esperado no CP.

Outro requisito não atendido foi a compensação da deformação térmica em regime de

deformação mecânica 0. Porém, em algumas temperaturas durante os ciclos térmicos foram

analisadas, comparando com a deformação da literatura. Um programa para realizar a

compensação poderia melhorar os resultados.

Os gráficos obtidos de tensão e histereses mostraram comportamentos semelhantes

durante o ensaio, demonstrado o comportamento do CP. Ficou evidente o aumento da

deformação plástica do CP com o avanço da histerese, além da queda de tensão ao longo dos

ciclos.

Em comparação com trabalhos realizados em conjunto, por proposta da ASTM,

ocorreram semelhanças de resultados, onde a vida dos materiais pode atingir um patamar

elevado para um ensaio considerado muito desgastante ao corpo-de-prova.

As propriedades da superliga de níquel em teste de FTM foram estudadas, verificando

se os resultados obtidos nos ensaios foram correspondentes, demonstrando o motivo de

utilizar o Inconel 718 em componentes aeronáuticos, por exemplo.

66

O ensaio de FTM foi bem explorado, ilustrando etapas essenciais para elaboração

deste procedimento, além de dificuldades que possam surgir no andamento e suas

consequências para os resultados.

67

7. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

• Explorar os efeitos microestruturais que podem ocorrer durante o ensaio.

• Realizar uma análise da superfície de fratura dos corpos-de-prova.

• Avaliar o posicionamento do extensômetro em relação ao local de início da trinca e

efeitos.

69

REFERÊNCIAS

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