AVALIAÇÃO DA PROPAGAÇÃO DE TRINCA POR FADIGA EM AMOSTRAS DA LIGA Ti-6Al-4V SOLDADAS PELO PROCESSO TIG

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1 Jornadas SAM IV Coloquio Latinoamericano de Fractura y Fatiga, Agosto de 2000, AVALIAÇÃO DA PROPAGAÇÃO DE TRINCA POR FADIGA EM AMOSTRAS DA LIGA Ti-6Al-4V SOLDADAS PELO PROCESSO TIG S.R. Corrêa a, H.R.Z. Sandim a e H.J.C. Voorwald b a Faculdade de Engenharia Química de Lorena FAENQUIL. Departamento de Engenharia de Materiais - DEMAR. Polo Urbo-Industrial, Gleba Al-6 Lorena ( ) Brasil b Universidade Estadual Paulista DMT/DME UNESP-FEG. Av. Ariberto Pereira da Cunha, 333 Guaratinguetá, SP Brasil voorwald@feg.unesp.br RESUMO Propriedades mecânicas foram estudas neste trabalho e observou-se uma taxa de propagação mais acentuada na zona termicamente afetada (ZTA) se comparado ao metal de solda e metal base. Estes resultados foram obtidos através do software RPCA 4.06 que possibilitou a obtenção de C genéricos para comparação entre as três regiões da solda envolvidas, e para duas razões de cargas empregadas no ensaio de propagação de trinca. Palavras chaves Fadiga, Mecânica da Fratura, Soldagem TIG, Ti-6Al-4V INTRODUÇÃO Atualmente utiliza-se o conceito de Fail Safe para evitar colapsos que venham a ocorrer por fadiga em decorrência da utilização de materiais a cada dia mais resistentes, porém, com baixa tenacidade à fratura. Estudos feitos por Paris[1], permitiram estimar à vida útil das estruturas submetidas a carregamento cíclicos através da correlação entre a taxa de propagação da trinca (da/dn) e a variação do fator intensidade de tensão ( K) através da seguinte equação levantada semiempiricamente: da dn = C ( K ) n (1) sendo da Taxa de crescimento da trinca; dn C Constante do material; K Variação do fator intensidade de tensão; n Constante do material. O processo de soldagem Tungsten Inert Gas (TIG) possui grandes atrativos, incluindo o seu baixo custo operacional e a possibilidade de realizar soldagem em campo. O problema da fragilização devido à contaminação com intersticiais (oxigênio, nitrogênio e carbono), 551

2 Corrêa, Sandim e Voorwald considerada crítica no caso do titânio, é bastante minimizado devido à proteção com gás inerte. A liga Ti-6Al-4V contêm elementos de liga que estabilizam uma das fases, permitindo obter microestruturas tipicamente bifásicas (α - β). Esta liga de titânio é a mais utilizada, principalmente em aplicações aeroespaciais, desde a fabricação de palhetas para turbinas até componentes estruturais de aeronaves[2]. Durante a soldagem desta liga, o aquecimento introduzido faz com que a zona termicamente afetada (ZTA) e a região fundida se transformem na fase β e após resfriamento, a fase β decompõe-se formando uma estrutura α+β ou decompondo-se através de uma reação martensítica (α ) ou até mesmo, a combinação de ambas[3]. As características da transformação de fase são fortemente influenciadas pela taxa de resfriamento, pelo processo de soldagem e pelos parâmetros do processo. A baixa taxa de resfriamento (10ºC/s a 100 o C/s) obtida nos processos TIG e a plasma, resulta no surgimento de uma microestrutura Widmanstätten com frações da fase β retida, ou uma mistura de ambas mais martensita (α ), com resistência superior em relação ao metal base laminado e recozido, e com maiores valores de tenacidade e ductilidade se comparado ao material com microestrutura martensítica[4]. Pao, P.S. et al[5] observaram uma taxa de propagação de trinca por fadiga menor no metal de solda em relação ao metal base em ligas Ti-6Al-4V soldadas por diversos tipos de soldagem a saber: TIG, feixe eletrônico, laser. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL O material utilizado neste trabalho foi a liga Ti-6Al-4V laminada e recozida fornecido pela EMBRAER S.A. As placas foram cortadas no sentido paralelo ao da laminação com as seguintes dimensões: 172 mm x 80 mm x 4 mm. A composição química da chapa como recebida é apresentada na tabela 1 e as propriedades mecânicas da liga Ti-6Al-4V estão indicadas na tabela 2. Tabela 1. A composição química da chapa Ti-6Al-4V (como recebido). Composição Química ( % em peso ) Al V O N 6,8 4,0 0,15 0,006 Tabela 2. Propriedades mecânicas da liga Ti-6Al-4V. Limite de Resistência 886 ± 15,7 MPa Limite de Escoamento 824 ± 12,4 MPa Alongamento 9,82 % O processo de soldagem utilizado foi o Tungsten Inert Gas (TIG) automatizado dotado de uma proteção contra-placa (backing bar shielding) contendo argônio. A soldagem ocorreu sem adição de metal de solda com passes em ambos os lados da chapa. Os parâmetros de soldagem utilizados encontram-se na tabela 3. A soldagem foi executada na CONFAB Equipamentos S.A. Pindamonhangaba SP Brasil. 552

3 Jornadas SAM IV Coloquio Latinoamericano de Fractura y Fatiga Tabela 3. Parâmetros de soldagem Tensão: 11 V Corrente: 200 A Velocidade de Soldagem: 190 mm/min Vazão da Tocha: 17,5 l/min Vazão na Contra-placa: 30 l/min Aporte Térmico: 6,95 kj/cm Diâmetro do eletrodo: 1/8 Eletrodo Negativo Foram confeccionados dez corpos-de-prova para o ensaio de propagação de trinca de acordo com a norma ASTM E-647/95[6] com entalhe central, e aplicou-se o carregamento cíclico de tração-tração. Os corpos de prova foram retirados a partir do material soldado no sentido paralelo e transversal à direção de laminação. A trinca foi monitorada através do microscópio óptico acoplado à uma escala graduada com precisão de 0,01mm. O ensaio foi conduzido em uma máquina universal de ensaios mecânicos MTS - mod. 810, instalada no Departamento de Engenharia de Materiais DEMAR/FAENQUIL. A freqüência de ensaio utilizada foi 10 Hz até a nucleação da trinca e abaixada para 3 Hz durante a propagação. No instante da leitura do tamanho da trinca, a freqüência foi reduzida para 0,5 Hz. Os ensaios foram conduzidos sob carregamento constante, mantendo-se a variação do carregamento Q = N para os valores de carga, a saber: ( ± ) N para R = 0,1 ( ± ) N para R = 0,3 Foi realizado nos corpos-de-prova soldados, o tratamento térmico de alívio de tensão na temperatura de 600 o C com tempo de 2 horas e resfriamento ao forno em atmosfera inerte. RESULTADOS E DISCUSSÃO Através do software RPCA 2.06[7], que permite a conversão dos dados obtidos na prática, a versus N em da/dn versus K, pôde-se determinar as constantes C e n. Este programa permite o ajuste dos dados, desconsiderando alguns pontos do início e do final da propagação, como mostra por exemplo a figura 1, para o metal de base com a trinca crescendo na direção paralela a de laminação e para R=0,1. Estes ajustes não acarretaram alterações significativas, pois os erros encontrados entre a curva teórica e prática ficaram abaixo de 1%, possibilitando a aplicação correta da equação de Paris na faixa de crescimento estável da trinca. 553

4 Corrêa, Sandim e Voorwald Figura 1. Limites da região linear da curva log da/dn versus log K. Serão apresentados algumas denominações para facilitar a descrição e análises dos resultados: Exemplo: MBP01 As duas primeiras letras representam as três regiões da solda: MB Metal base. MS Metal de solda. ZT Zona termicamente afetada. A terceira letra representa à direção de laminação: P Trinca crescendo paralela à direção de laminação. T Trinca crescendo transversal à direção de laminação. Os dois últimos números representam as razões de carga utilizadas: 01 Para razão de carga igual a 0,1. 03 Para razão de carga igual a 0,3. As denominações utilizadas neste trabalho são: MBP01, MBP03, MSP01, MSP03, ZTP01, ZTP03, MST01, MST03, ZTT01 e ZTT03. A tabela 4 apresenta os resultados obtidos com o software RPCA 2.06 com as melhores simulações a partir de exclusões de dados no início e final dos ensaios de propagação de trinca. 554

5 Jornadas SAM IV Coloquio Latinoamericano de Fractura y Fatiga Tabela 4. Ce n obtidos com software RPCA CDP's C n Erro (%) MBP01 5,11E-09 1,146-0,78 MBP03 7,72E-09 1,020 0,80 MSP01 3,15E-10 1,700-0,15 MSP03 3,37E-08 0,580 0,80 MST01 2,07E-07 0,168 0,80 MST03 6,20E-09 1,066-0,25 ZTP01 4,27E-08 0,832 0,91 ZTP03 7,55E-10 1,615 0,70 ZTT01 2,53E-09 1,329-0,98 ZTT03 2,50E-09 1,420-0,56 Foi observado que quando o fator C aumenta, ocorre uma diminuição de n, o qual representa a inclinação da reta log da/dn versus log K como observado por Baptista[8]. Porém, não houve uma tendência de aumento do parâmetro n com R. Isto se deveu, provavelmente, a pequena variação de valores entre as razões de carga utilizadas. As tabelas 5 e 6 apresentam uma simulação utilizando a equação de Paris a partir dos C e n individuais obtidos com o software RPCA Observa-se que os valores de da/dn apresentam a mesma ordem de grandeza para as duas razões de carga e verifica-se também, que à direção de laminação pouco influenciou nos resultados, pois a fusão ocorrida durante a soldagem eliminou à direção preferencial de laminação. Tabela 5. Simulação com a equação de Paris a partir dos C e n obtidos com software RPCA 2.06 na direção paralela a de laminação. MBP01 MBP03 MSP01 MSP03 ZTP01 ZTP03 a DK da/dn da/dn da/dn da/dn da/dn da/dn mm MPa m -1/2 mm/ciclo mm/ciclo mm/ciclo mm/ciclo mm/ciclo mm/ciclo 4,0 13,1 9,8E-08 1,1E-07 2,5E-08 1,5E-07 3,6E-07 4,8E-08 4,5 14,2 1,1E-07 1,2E-07 2,9E-08 1,6E-07 3,9E-07 5,5E-08 5,0 15,3 1,2E-07 1,2E-07 3,3E-08 1,6E-07 4,1E-07 6,2E-08 5,5 16,5 1,3E-07 1,3E-07 3,7E-08 1,7E-07 4,4E-07 7,0E-08 6,0 17,8 1,4E-07 1,5E-07 4,2E-08 1,8E-07 4,7E-07 7,9E-08 6,5 19,2 1,5E-07 1,6E-07 4,8E-08 1,9E-07 5,0E-07 9,0E-08 7,0 20,8 1,7E-07 1,7E-07 5,5E-08 2,0E-07 5,3E-07 1,0E-07 7,5 22,6 1,8E-07 1,9E-07 6,3E-08 2,1E-07 5,7E-07 1,2E-07 8,0 24,5 2,0E-07 2,0E-07 7,2E-08 2,2E-07 6,1E-07 1,3E-07 8,5 26,7 2,2E-07 2,2E-07 8,4E-08 2,3E-07 6,6E-07 1,5E-07 9,0 29,1 2,4E-07 2,4E-07 9,7E-08 2,4E-07 7,1E-07 1,7E-07 9,5 31,8 2,7E-07 2,6E-07 1,1E-07 2,5E-07 7,6E-07 2,0E

6 Corrêa, Sandim e Voorwald Tabela 6. Simulação com a equação de Paris a partir dos C e n obtidos com software RPCA 2.06 na direção transversal a de laminação. MST01 MST03 ZTT01 ZTT03 a DK da/dn da/dn da/dn da/dn mm MPa m -1/2 mm/ciclo mm/ciclo mm/ciclo mm/ciclo 4,0 13,1 3,2E-07 9,6E-08 7,7E-08 9,7E-08 4,5 14,2 3,2E-07 1,0E-07 8,6E-08 1,1E-07 5,0 15,3 3,3E-07 1,1E-07 9,5E-08 1,2E-07 5,5 16,5 3,3E-07 1,2E-07 1,1E-07 1,3E-07 6,0 17,8 3,4E-07 1,3E-07 1,2E-07 1,5E-07 6,5 19,2 3,4E-07 1,4E-07 1,3E-07 1,7E-07 7,0 20,8 3,4E-07 1,6E-07 1,4E-07 1,9E-07 7,5 22,6 3,5E-07 1,7E-07 1,6E-07 2,1E-07 8,0 24,5 3,5E-07 1,9E-07 1,8E-07 2,3E-07 8,5 26,7 3,6E-07 2,1E-07 2,0E-07 2,6E-07 9,0 29,1 3,6E-07 2,3E-07 2,2E-07 3,0E-07 9,5 31,8 3,7E-07 2,5E-07 2,5E-07 3,4E-07 Os dados obtidos com o software RPCA 2.06 foram modelados através de equações bi-paramétricas[9] com o software RPCA 4.06[10]. Os parâmetros K max e 1-R foram utilizados pois estes possibilitaram uma variação de ensaio para ensaio. A vantagem de se utilizar este software foi a possibilidade de considerar simultaneamente as diferentes condições microestruturais da solda, sob diversas razões de carregamento. É evidente que a imposição de um valor único para o parâmetro C implica em um aumento dos erros entre as curvas individuais e as curvas genéricas geradas pelo software RPCA 4.06 no que se refere a previsão de crescimento da trinca. A tabela 7 apresenta os dados obtidos com o software RPCA 4.06 e observa-se que a ZTA é a região mais crítica, pois sendo C a parcela de maior influência na equação de Paris, mostra que a trinca se propaga mais rápido em relação ao metal base e ao metal de solda, respectivamente. Todavia, trabalhos[11,12] indicam que a taxa de propagação na ZTA é semelhante ao do metal de solda, enquanto o metal base apresenta um crescimento maior. Esta inversão de valores pode estar relacionado a não realização de alívio de tensão no metal base promovendo assim, forças compressivas na ponta da trinca o que promoveria um retardo no crescimento da mesma. 556

7 Jornadas SAM IV Coloquio Latinoamericano de Fractura y Fatiga Tabela 7. C e n obtidos com o software RPCA Material C genérico n individual Erro genérico (%) MBP01 2,99 E-09 1,146 12,45 MBP03 2,99 E-09 1,020 5,82 MSP01 2,15 E-09 1,700 4,03 MSP03 2,15 E-09 0,580 5,21 MST01 2,38 E-09 0,168 10,02 MST03 2,38 E-09 1,066 20,01 ZTP01 4,96 E-09 0,832 30,20 ZTP03 4,96 E-09 1,615 21,25 ZTT01 4,07 E-09 1,329 15,79 ZTT03 4,07 E-09 1,420 19,28 CONCLUSÕES Foi permitido neste trabalho através do software RPCA 4.06 obter C genéricos que podem ser utilizados para a execução de projetos de engenharia sob o conceito de Fail Safe para liga Ti-6Al-4V soldada pelo processo TIG. Nos resultados encontrados, observou-se que a taxa de propagação da trinca na zona termicamente afetada, para as duas direções de laminação, foram maiores do que no metal base e metal de solda, respectivamente. As simulações com C e n obtidos com o software RPCA 2.06 na equação de Paris mostraram que após a fusão decorrente do processo de soldagem, a influência da direção preferencial de laminação foi eliminada. AGRADECIMENTOS Agradecemos a EMBRAER S.A. pelas chapas de Ti-6Al-4V cedidas e a CONFAB Equipamentos S.A. pela soldagem das amostras utilizadas neste trabalho. S.R. Corrêa também agradece à CAPES pela concessão da bolsa de Mestrado. H.J.C. Voorwald agradece a FUNDUNESP pelo auxílio concedido. REFERÊNCIAS 1. Paris, P. C., Erdogan, F., A Critical Analyze of Crack Propagation Laws. Journal of Basic Engineering, Transaction ASME, serie D, v. 85, p , Margolin, H. et al., A Review of the Fracture and Fatigue Behavior of Ti Alloys. Titanium 80 Science and Technology. AIME, v. 1, p , Donachie Jr., M. J., Titanium A Technical Guide. Metals Park, Ohio: ASM International, p. 4. Asm Handbook, Selection and Weldability of Conventional Titanium Alloys. Welding, Brazing, and Soldering American Society of Metals, v.6, p Pao, P. S., Peng, T. C., O Neal, J. E., Fatigue-Crack Propagation Through Titanium Welds. Microstructure Property Relationships of Titanium Alloys. TMS, v.2, p , American Society for Testing and Materials. Standard test methods for measurement of fatigue crack growth rates. E Annual Book of ASTM Standards. 7. Pastoukhov, V., Software RPCA Lorena, SP, Faculdade de Engenharia Química de Lorena. 557

8 Corrêa, Sandim e Voorwald 8. Baptista, C. A. R. P., Estudo da Propagação da Trinca por Fadiga em um Aço de Baixo Carbono Submetido a Tratamentos Térmicos Intercríticos. Guaratinguetá, SP, Dissertação (Mestrado), Faculdade de Engenharia, Universidade Estadual Paulista. 9. Pastoukhov, v., Baptista, C. A. R., Análise da Resistência à Propagação Subcrítica de Trincas sob Carregamento Cíclico. 1º Seminário sobre Mecânica da Fratura, 1995, Ouro Preto, MG. Anais. 10. Pastoukhov, V., Software RPCA Lorena, SP, Faculdade de Engenharia Química de Lorena. 11. Murthy, K. K., Sundaresan, S., Fracture Toughness of Ti-6Al-4V after Welding and Postweld Heat Treatment. Welding Journal, February, p. 81s-91s, Peters, M., Williams, J. C., Microstructure and Mechanical Properties of a Welded (α+β) Ti Alloy. Metallurgical Transactions A, v.15a, p , August,