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1 COMUNICAÇÃO TÉCNICA Nº Análise de falha em elo de extensão de um veleiro Marcelo Ferreira Moreira José Guilherme Mendes Pereira Caldas Palestra CONFERÊNCIA SOBRE TECNOLOGIA DE EQUIPAMENTOS, COTEQ, 14., 2017, Rio de Janeiro. A série Comunicação Técnica compreende trabalhos elaborados por técnicos do IPT, apresentados em eventos, publicados em revistas especializadas ou quando seu conteúdo apresentar relevância pública. Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo S/A - IPT Av. Prof. Almeida Prado, 532 Cidade Universitária ou Caixa Postal 0141 CEP São Paulo SP Brasil CEP Tel /4000 Fax

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3 COTEQ2017_049: ANÁLISE DE FALHA EM ELO DE EXTENSÃO DE UM VELEIRO Marcelo Ferreira Moreira 1 José Guilherme Mendes Pereira Caldas 2 1 Mestre em Engenharia, Engenheiro Metalurgista, Pesquisador do Laboratório de Corrosão e Proteção, Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo (IPT); Professor Associado da Escola de Engenharia Mauá, SP Brasil. 2 Doutor em Radiologia Clinica, Professor Livre-Docente do Departamento de Radiologia da Universidade de São Paulo (USP) Departamento de Radiologia, Hospital das Clínicas da Faculdade de Medicina da Universidade de São Paulo, SP, Brasil.

4 Introdução O elo de extensão é parte de um dispositivo empregado para o enrolamento da vela da proa e falhou após 30 meses em serviço. Ele foi fabricado em aço inoxidável 316L com espessura de 6,3 mm e largura de 48 mm. Os furos, o rasgo e raios de 24 mm foram usinados. Para formar o elo, a parte central com o rasgo foi dobrada 180 e as extremidades foram unidas por solda. Após a soldagem, a centralização dos furos foi ajustada por brochamento para acomodar um pino com 20 mm, utilizado na montagem do elo na base de fixação.

5 Vela Dispositivo de enrolamento da vela Elo de extensão Base de fixação Base de fixação Elo de extensão fraturado

6 Vista geral do elo de extensão fraturado. Originalmente a seção resistiva junto ao furo era formada por quatro seções de 14 mm por 6,3 mm. Três destas seções fraturaram e uma delas apresentou deformação plástica.

7 Soldagem para união das extremidades Seção deformada Trincas secundárias Fratura em três seções

8 Metodologia Análises químicas; Ensaio de tração; Exames metalográficos (exames macro e microfractográficos). Regiões de extração de corpos de prova: 1 Análises químicas. 2 Ensaio de tração. 3; 4; 5; 6 e 7 Exames metalográficos.

9 Resultados

10 Elemento [% em peso] Requisitos para o aço ASTM A276 tipo 316L Carbono (C) 0,021 0,030 máx O material do elo atende à especificação ASTM A276 para o aço tipo 316L. As propriedades mecânicas são compatíveis com as do aço ASTM A276 tipo 316L na condição de acabado a frio Silício (Si) 0,39 1,00 máx Manganês (Mn) 1,64 2,00 máx Fósforo (P) 0,036 0,045 máx Enxofre (S) < 0,005 0,030 máx Cromo (Cr) 17,2 16,0 18,0 Níquel (Ni) 10,0 10,0 14,0 Molibdênio (Mo) 2,09 2,00 3,00 Posição do corpo de prova LE [MPa] LR [MPa] Alongamento em 25 mm [%] Longitudinal

11 Microestrutura característica, constituída por matriz de austenita e regiões alongadas de ferrita. (A) Longitudinal (B) Transversal

12 Sítio de nucleação #1 Sítio de nucleação #2 Deformação plástica (A) Aspecto macrofractográfico do elo mostrando dois sítios de nucleação (#1 e #2). (B) Detalhes da superfície de fratura junto ao sítio de nucleação #1. (A) (C) Outro lado da fratura mostrando os sítios de nucleação #1 e #2. Sítio de nucleação #1 Sítio de nucleação #1 Furo de 20 mm Furo de 20 mm (B) Região rugosa Na região em que ocorreu a propagação a partir do sítio de nucleação #2, existem marcas de praia que caracterizam a propagação estável da trinca. Na extremidade oposta, observa-se uma região de aspecto rugoso e uma borda de cisalhamento (demarcada em azul) que corresponde à propagação instável da trinca. (C) Sítio de nucleação #2

13 De especial interesse é a observação de intensa deformação plástica em uma das seções ao lado do furo e o aspecto frágil das três seções fraturadas. Nota-se, também, oxidação junto aos furos. Outra evidência de grande relevância é a presença de marcas paralelas resultantes da progressão estável das trincas (marcas de praia) em todas as superfícies fraturadas. As orientações destas marcas apontam para duas regiões, identificadas como sítios de nucleação #1 e #2. REPETIDO

14 Foto ruim! Sítio de nucleação #1 Solda Figura 6 - Vista lateral do elo de extensão evidenciando a região soldada (demarcada pela linha tracejada em amarelo) e o sítio de nucleação #1. Note também a presença de trincas secundárias na região soldada que está oposta à fresta.

15 Sítio de nucleação #1 Furo de 20 mm Solda Fresta

16 Detalhes da superfície de propagação estável evidenciando marcas de praia e estrias características de um processo de fadiga ou corrosão-fadiga. As setas em vermelho indicam a direção de propagação. Note que a superfície de fratura apresenta evidências de corrosão pelo meio. MEV.

17 Sítio de nucleação #1 Superfície de fratura Solda Fresta Fresta Superfície de fratura Vista geral e detalhes da região da fresta aberta junto ao sítio de nucleação #1. As regiões demarcadas pelos retângulos em laranja correspondem aos locais onde foram realizadas as análises por dispersão de energia (EDS).

18 Análises por (EDS) indicaram a presença de oxigênio, cloro, sódio e potássio no interior da fresta.

19 Realizou-se exame metalográfico em plano envolvendo a raiz da solda junto ao sítio de nucleação #1. Ela evidencia uma trinca retilínea longa e trincas ramificadas mais curtas na interface entre a solda e o metal de base. Metal de base Solda Trinca de corrosão-fadiga secundária

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21 Discussão O elo foi fabricado em aço inoxidável austenítico que atende aos requisitos do aço inoxidável AISI 316L. As propriedades mecânicas e a microestrutura são características deste aço na condição de acabado a frio. Os exames macro e microfractográficos evidenciaram marcas de propagação (marcas de praia e estrias de fadiga) associadas à oxidação superficial que sugerem um processo de corrosão-fadiga. Em ambientes corrosivos o estágio de propagação estável da trinca de fadiga é acelerado e a superfície de fratura exibe produtos de corrosão e/ou manchamento.

22 Discussão Foram observados dois sítios de nucleação: um deles associado à fresta formada pela soldagem das extremidades e outro associado ao furo de 20 mm. É possível inferir que a trinca de corrosão-fadiga principal propagou-se estavelmente a partir do sítio de nucleação #1 em direção ao furo, resultando na fratura completa de duas seções resistivas de 6,3 mm por 14 mm. Em outro momento, sob tensões mais elevadas, ocorreu a nucleação independente da trinca de corrosão-fadiga no sítio #2. Esta trinca propagou-se estavelmente por cerca de 80 % da área da terceira seção. A área restante desta seção fraturou por sobrecarga e formou a região rugosa com a borda de cisalhamento a 45.

23 Discussão Sítio de nucleação #1 Sítio de nucleação #1 Fratura por sobrecarga Sítio de nucleação #2

24 Discussão Após a fratura da terceira seção, o carregamento passou a ser aplicado em uma única seção de 6,3 mm por 14 mm e promoveu sua deformação plástica até a soltura do elo do pino na base de fixação na proa da embarcação.

25 Discussão O exame metalográfico na região da raiz da solda mostrou a presença de trincas secundárias de corrosão-fadiga que não prosperaram e de trincas transgranulares ramificadas características de corrosão sob tensão (CST) em aços inoxidáveis austeníticos.

26 Discussão O trincamento resultante do processo de CST em meio contendo cloretos (chloride stress corrosion cracking) é uma forma de dano comum em vasos de pressão e reatores de aços inoxidáveis expostos à água do mar, notadamente equipamentos aquecidos em plataformas offshore em que a água do mar evapora nas superfícies expostas. O risco para a ocorrência de CST em meio contendo cloretos é avaliado com base na concentração de cloretos, no ph e na temperatura. Fatores adicionais que aumentam este risco incluem: condições evaporativas da água do mar que permitam a formação de depósitos ricos em cloreto, presença de pites, de frestas ou detalhes geométricos que permitam a estagnação e o acúmulo de sal.

27 Discussão Processos de corrosão sob tensão resultam da atuação simultânea de tensões de tração, meio agressivo e um material susceptível. A literatura clássica sobre o tema estabelece que a ocorrência de corrosão sob tensão em aços inoxidáveis austeníticos é observada para temperaturas de operação superiores a 60 C Entretanto, uma coletânea de análises de falhas em coberturas de piscinas e estudos dirigidos tem demonstrado a nucleação de trincas de CST em meio contendo cloretos sob temperaturas entre -20 C e 50 C e condições específicas que envolvem: elevadas concentrações de cloretos, meio estagnado e umidade relativa baixa.

28 Discussão No caso da fresta formada pela solda no elo de extensão, todos estes fatores estão presentes e, somados a eles, as tensões de operação e residuais da soldagem. De fato, os dados sobre a ocorrência de trincas de CST em baixas temperaturas corroboram com as observações do trincamento transgranular na fresta que atuou como origem da trinca de corrosãofadiga principal.

29 Discussão Do ponto de vista do projeto do elo de extensão, a soldagem das extremidades do elo de extensão promoveu a formação da fresta que facilitou a retenção de água do mar e propiciou as condições para a nucleação de trincas por CST. Ressalta-se, também, que a soldagem aplicada para a união das provavelmente impôs tensões residuais de tração que podem ter contribuído para o trincamento por CST.

30 Conclusões Conclui-se que o elo de extensão foi fabricado em aço inoxidável austenítico que atende aos requisitos de composição química do aço ASTM A276 tipo 316L. As propriedades mecânicas e a microestrutura são características deste aço na condição acabada a frio. Os exames fractográficos permitiram identificar que o componente fraturou pelo mecanismo de corrosão-fadiga. Trincas de corrosão sob tensão (CST) em ambiente contendo cloretos na fresta atuaram como núcleo para a trinca de corrosão-fadiga que levou a falha do elo de extensão. Recomenda-se a eliminação do processo de soldagem nas extremidades do componente de modo a evitar a formação de fresta e a nucleação de trincas de corrosão sob tensão. A eliminação do processo de soldagem promoverá uma redução no risco do processo de CST e menor custo para a produção do componente