ANÁLISE DE FALHA POR FRATURA EM MOLA DE CARRO TORPEDO

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1 ANÁLISE DE FALHA POR FRATURA EM MOLA DE CARRO TORPEDO Juliana Modesto de A. M. da Rocha (J. M. de A. M. da Rocha) Adilson Claudio Quizunda (A. C. Quizunda) Frederico Garcia de Lacerda (F. G. de Lacerda) Sandro Rosa Correa (S.R.Correa) (2) Marilia Garcia Diniz (M. G. Diniz) Universidade do Estado do Rio de Janeiro - UERJ Rua Fonseca Teles, 121, São Cristóvão, Rio de Janeiro, RJ, CEP: LaCaM Laboratório de Caracterização de Materiais UERJ julianamodesto@ymail.com (2) Companhia Siderúrgica Nacional CSN Rod. Lúcio Meira BR 393, km S/Nº - Vila Santa Cecília Volta Redonda RJ, CEP: RESUMO O objetivo deste trabalho foi analisar as possíveis causas que levaram à falha por fratura prematura de uma mola utilizada no sistema de truck de um carro torpedo utilizado em usina siderúrgica. Foram utilizadas técnicas de microscopia óptica (MO), microscopia eletrônica de varredura (MEV), análise química semi-quantitativa por espectroscopia por dispersão de energia (EDS) e teste de microdureza Vickers (HV). Pôde-se concluir que o processo que levou à fratura foi um mecanismo de fadiga originado a partir de uma pequena deformação na superfície da mola cuja dureza estava inferior ao seu núcleo. Palavras-chave: fratura, fadiga, mola. 4008

2 INTRODUÇÃO A investigação das falhas é muito importante porque quando esta ocorre, busca-se sua causa para evitar problemas futuros. As falhas devem ser previstas e consequentemente um controle de qualidade adequado e testes deverão auxiliar o projeto e seleção de material. As etapas principais de uma análise de falha consistem em coletas de informações de uso e especificação da peça, observação da falha em escala macroscópica, observações em escala microscópica e uso de técnicas de caracterização metalúrgica e mecânica do material ( 8 ). Os aços mola são materiais que possuem elevados limites de elasticidade e alta resistência à fadiga. O primeiro é conseguido mediante bem estudados e cuidadosos tratamentos mecânicos e térmicos e o segundo também pela obtenção de uma superfície perfeita, tanto quanto possível com a presença de tensões residuais compressivas e isenta de irregularidades, tais como descarbonetação superficial, marcas de ferramentas, riscos de matrizes de trefilação, pequenas fissuras, etc. Uma dureza superficial elevada contribui fortemente para uma resistência à mecanismos de fadiga ( 5 ). O limite de fadiga das molas é melhorado por uma operação de jateamento com granalha de aço ou com esferas de vidro (shot peening) a qual cria uma prétensão de compressão na superfície, evitando a iniciação de trincas ( 12 ). Para condições mais severas de trabalho, em que se exige principalmente maiores valores de resistência à tração e de elasticidade, além de resistência em temperaturas mais elevadas, recorre-se aos aços-liga de baixo teor em elementos de liga, entre os quais os mais importantes são Cr-V (SAE 6150) e o Si-Mn (SAE 9260) [INFOMET, 2017]. A falha por fratura, objeto alvo deste trabalho, ocorreu em uma mola localizada no truck de um carro torpedo, equipamento que transporta ferro gusa do alto-forno para a aciaria de uma usina siderúrgica. De acordo com a especificação do projeto fornecida pela empresa, o material era aço SAE 51B60, com dureza na faixa de 44 48HRC ( HV), retificado, 100% magna flux e com acabamento superficial 100% em shot peening. 4009

3 As molas foram especificadas para uma vida útil de 36 meses, porém as falhas passaram a ocorrer após 16 meses. Alterações no posicionamento da mola no carro torpedo e no projeto não foram efetivas em diminuir o número de falhas prematuras, o que motivou esta investigação. Foram utilizadas técnicas de MO, preparação metalográfica, análise química semi-quantitativa e testes de dureza. MATERIAIS E MÉTODOS O componente fraturado era uma mola helicoidal de compressão dos trucks de um carro torpedo usado no transporte ferroviário de ferro gusa. Conforme já mencionado o aço SAE 51B60 foi especificado com dureza entre 44 e 48 HRC, retificado, totalmente inspecionado por magma flux e com tratamento shot peening. A Figura 1 mosta o desenho do carro torpedo e a posição ocupada pela mola fraturada. Figura 1 Carro torpedo. A seta indica a posição ocupada pela mola fraturada. Durante a inspeção visual da fratura foram realizados registros fotográficos, identificação da região fraturada e análises dimensionais. Houve uma fratura total da espira da mola conforme pode ser observado na Figura

4 Figura 2 (a) Parte da espira da mola fraturada. Região da falha na secção transversal, à esquerda. (b) Superfície fraturada. Foi cortada uma amostra com 25mm de espessura preservando a superfície de fratura. Imagens macroscópicas da região fraturada foram feitas utilizando-se um estereoscópio da Marca Zeiss, modelo Discovery V8. Outra amostra muito próxima à superfície de fratura foi cortada e submetida a preparação metalográfica e ataque químico com reagente Nital 5% por 5 segundos. Captura das imagens dos aspectos microestruturais foram feitas através de um microscópio óptico Zeiss, modelo Imager M1m com sistema de captura digital de imagens. Para obtenção de aspectos fractográficos da superfície fraturada e análise química semi-quantitativa do material, foi utilizado um microscópio eletrônico de varredura modelo JEOL JSM-6510/LV, operando a 25kV e com precisão de medidas de 0,03%. Para aferir a dureza do material (HV) foi utilizado um microdurômetro PANTEC MV-1000A no qual adotou-se uma carga de 200 gramas (1,96N) com tempo de 10 segundos de aplicação. Foram realizadas 9 medidas em pontos aleatórios da amostra e 9 medidas próximas à superfície (até 200μm de profundidade em relação a superfície), segundo a norma ABNT NBR ISSO ( 2 ). RESULTADOS E DISCUSSÃO Durante a inspeção ainda com vista desarmada, pôde-se identificar que o possível início do processo de fratura encontrava-se na região com aspecto mais plano sobre a superfície fraturada, onde beach marks ou marcas concêntricas partiam da superfície externa da mola e avançavam para o interior da mesma, 4011

5 culminando numa superfície de aspecto mais rugoso. Este aspecto macroscópico da superfície fraturada já indicava que o modelo de falha aparentemente era do tipo fratura por fadiga (Figura 3). Um metal falha por fadiga quando o material é submetido a tensões repetitivas ou cíclicas e sofre fratura a tensões muito mais baixas do que poderia suportar quando submetido a uma tensão estática simples. A fratura ocorre em três estágios: inicialmente ocorre a nucleação da trinca, seguida de sua propagação cíclica e lenta, e finalmente ocorre a falha catastrófica do metal. Uma vez nucleada, a trinca cresce através das regiões de menor tensão. Devido à elevada concentração de tensões na ponta da trinca, ela se propaga um pouco mais durante cada ciclo de carregamento sobre o material (carga longínqua é menor que a atuante sobre a ponta da trinca), o que irá gerar um aspecto estriado da superfície de fratura, até que a área resistente do material tenha sido diminuída o suficiente para que a tensão reinante na ponta da trinca seja maior que a tensão de resistência do material e a fratura ocorra rapidamente gerando uma região final com aspecto de fratura frágil. A Figura 4 mostra o aspecto macrográfico da superfície fraturada e o local da provável nucleação da trinca está indicado. Estes aspectos de fratura são comumente associados à processos de propagação de trinca por fadiga ( 7 ). Figura 3 Superfície de fratura da mola de um carro torpedo. A seta indica o provável início da fratura. As marcas concêntricas mostram o provável sentido da propagação da trinca. 4012

6 Figura 4 Aspecto macrográfico mostrando o início da formação da trinca e a partir dele, a propagação das beach marks. As setas indicam o ponto inicial e o sentido de propagação da trinca. As marcas de estrias sobre a superfície do metal normalmente são formadas durante as variações de carga cíclicas sobre o material. As estrias mostram a posição da frente da trinca após cada ciclo ( 5 ). A Figura 5 exemplifica os resultados obtidos para todos os espectros de energias características gerados por EDS. A técnica de análise química por EDS não é a mais indicada para a medidas da presença de elementos leves como o Carbono, por exemplo ( 6 ). Figura 5 Espectro obtido por EDS das energias características dos elementos presentes na mola fraturada. Nota-se as presenças significativas e em ordem decrescente de Fe, Mn, Cr e Si. 4013

7 A Tabela 1 exemplifica todos os resultados obtidos para o ranqueamento dos elementos presentes no material e seus percentuais relativos que, com exceção do Carbono, estão de acordo com as percentagens presentes para um aço mola SAE 51B60 (Tabela 2). Tabela 1 Elementos presentes no aço mola fraturado e suas percentagens relativas. Elemento % peso % peso Erro % atômica % atômica Erro C 7,89 +/- 1,13 28,41 +/- 4,06 Si 0,25 +/- 0,10 0,38 +/- 0,15 Cr 0,85 +/- 0,13 0,71 +/- 0,11 Mn 1,28 +/- 0,23 1,01 +/- 0,18 Fe 89,73 +/- 1,30 69,49 +/- 1,00 Total 100,00 100,00 Tabela 2 Composição química (percentagens em peso) de aço mola SAE 51B60 ( 13 ). C Mn Pmáx. SmÁX. Si Cr 0,56-0,64 0,75-1,00 0,030 0,04 0,15-0,35 0,70-0,90 A especificação para aço mola SAE 51B60 mostra que Manganês, Cromo e Silício possuem, nesta ordem, percentuais significativos na composição do aço, confirmando a análise semi-quantitativa feita por EDS. A Figura 6 mostra um aspecto fractográfico obtido exatamente no local suposto ser o de início da fratura e revelou a presença de pequena região deformada junto à superfície. Esta pequena deformação na superfície da mola, com largura em torno de 290μm, pode ter atuado como um concentrador de tensões, dando início à falha. 4014

8 Figura 6 Região de provável início da falha e que mostra uma pequena deformação. Imagem obtida em MEV, aumento de 100x. A Figura 7 exemplifica os aspectos da morfologia da superfície fraturada para a região mais plana da fratura (região mais plana, detalhe da Figura 4). Existe um aspecto típico do mecanismo de propagação de trinca por fadiga, com a presença de estrias paralelas na superfície. Os ciclos de carregamento provocam o avanço da frente de propagação da trinca e formam as estrias ou pequenos degraus de espaçamento em escala micrométrica ( 6 ). Figura 7 Aspecto fractográfico da região plana da superfície de fratura. A imagem evidencia a presença das estrias paralelas. MEV, aumento de 2000x. A Figura 8 mostra o aspecto fractográfico da região de transição entre a parte plana da superfície fraturada e a parte rugosa, região do final da fratura com aspecto típico de fratura frágil. 4015

9 Figura 8 Transição entre a região de propagação cíclica da trinca (parte mais plana à esquerda da imagem) e região final de falha frágil e abrupta (superfície mais rugosa e mais brilhante na imagem, lado direito). MEV, aumento de 50X. O valor médio da microdureza obtido para o bulk do material (núcleo) foi 521,88 HV ± 23,08 e para a região próxima a superfície 303,86 HV ± 20,01. Como a faixa de dureza especificada para o material é de HV (44 48 HRC), o valor médio obtido para o núcleo foi aproximadamente 8% superior ao limite máximo da faixa especificada e o valor obtido para a região da superfície foi 30% inferior ao valor mínimo especificado; este último foi então considerado fora do que se espera para valor de dureza admissível. Uma menor dureza da superfície irá influenciar e possibilitar um mecanismo de falha por fadiga. Sabe-se que uma maior dureza na superfície insere tensões compressivas no material, impedindo a propagação de trincas, ao contrário do que ocorreu neste caso ( 9 ). A Figura 9 mostra medidas de microdureza Vickers realizadas próximas ao núcleo (região superior da imagem) e próximas a superfície (região inferior). A média da distância de três indentações próximas a superfície na imagem foi de de 127,11 µm, o que mostrou que neste comprimento o material estava com sua dureza reduzida em relação ao valor especificado. 4016

10 Figura 9 Medidas de microdureza Vickers realizadas em amostra atacada quimicamente por Nital 5%, tanto na região próxima à superfície do material quanto mais próximas ao núcleo. Aumento de 100x. As molas enroladas a frio devem ser submetidas a um tratamento de alívio de tensões, para readquirirem o limite de escoamento que as deve caracterizar. A temperatura é geralmente de 230 C e não superior. O limite de resistência a fadiga das molas é sempre melhorado pela operação de shot peening, a qual se cria uma pré-tensão de compressão na superfície. Sabese que a dureza superficial de molas ou arames submetidos ao shot peening é maior e de sensível diferença em relação ao núcleo do material, e que isto pode ser caracterizado por medidas de dureza ( 12; 9 ). A Figura 10 apresenta os aspectos micrográficos da amostra que foi atacada por Nital 5%, cujo resultado revelou uma microestrutura homogênea composta de martensita revenida partir da superfície para o centro. Esta característica corrobora com a especificação de aços mola. 4017

11 Figura 10 Microestrutura de martensita revenida. Ataque Nital 5%. Aumento de 1000x. CONCLUSÃO Após análise dos resultados obtidos, pôde-se concluir que um processo de fratura por fadiga ocorreu muito provavelmente pela inexistência ou não adequado processo de shot peening para a mola. O ideal seria que a superfície estivesse com dureza um pouco acima do especificado em projeto, para que cargas residuais compressivas atuassem aumentando a resistência à fadiga do material. FAILURE ANALISYS BY FRACTURE IN TORPEDO CAR SPRING ABSTRACT The objective of this study was to analyse the possible causes that led to the failure of an early fracture of a spring used in the truck system of a torpedo car used in the steel mill. Optical microscopy (OM) techniques were used, scanning electron microscopy (SEM), chemical analysis quantitative by energy dispersive spectrometer (EDS) and microhardness testing Vickers (HV). It was possible to conclude that the process led to fracture was a mechanism of fatigue originating from a small deformation on the surface of the spring whose hardness was lower to its core. Keywords: spring, hardness, fatigue. 4018

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