avaliaÇÃo da resistÊncia À fadiga do aÇo abnt 1045 … · shot peening e uma pré-carga dos...
TRANSCRIPT
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
AVALIAÇÃO DA RESISTÊNCIA À FADIGA DO AÇO ABNT 1045
COM DIFERENTES NÍVEIS DE DEFORMAÇÃO RESIDUAL E
TRATAMENTO TÉRMICO.
Fernando Guimarães de Sousa
São João Del-Rei, 23 de Novembro de 2016
Fernando Guimarães de Sousa
AVALIAÇÃO DA RESISTÊNCIA À FADIGA DO AÇO ABNT 1045
COM DIFERENTES NÍVEIS DE DEFORMAÇÃO RESIDUAL E
TRATAMENTO TÉRMICO.
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação
em Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São
João del-Rei, como requisito para a obtenção do título de
Mestre em Engenharia Mecânica
Área de Concentração: Simulação Numérica do
Comportamento dos Materiais e dos Processos de
Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Márcio Eduardo Silveira
São João Del-Rei, 23 de Novembro de 2016
Ficha catalográfica elaborada pela Divisão de Biblioteca (DIBIB) e Núcleo de Tecnologia da Informação (NTINF) da UFSJ,
com os dados fornecidos pelo(a) autor(a)
S725aSousa, Fernando. AVALIAÇÃO DA RESISTÊNCIA À FADIGA DO AÇO ABNT 1045COM DIFERENTES NÍVEIS DE DEFORMAÇÃO RESIDUAL ETRATAMENTO TÉRMICO. / Fernando Sousa ; orientadorMárcio Silveira. -- São João del-Rei, 2016. 115 p.
Dissertação (Mestrado - Mestrado em EngenhariaMecânica) -- Universidade Federal de São João delRei, 2016.
1. fadiga. 2. encruamento. 3. shot peening. 4.simulação numérica. 5. aço abnt 1045. I. Silveira,Márcio , orient. II. Título.
Dedico este a trabalho aos meus pais, Anivaldo e Angela, pelo apoio incansável, à
minha esposa, Caroline, pela compreensão incondicional, aos meus bons amigos pela
parceria e ao meu filhinho Estevão, pela força inconsciente que me deu para cumprir
essa tarefa.
Agradecimentos
Agradeço a Deus pela graça de me fazer chegar até este momento, com saúde,
força e a certeza de que sem ele, nada teria sido possível.
Aos meus pais, Angela e Anivaldo e minha irmã Inara, pelo suporte e assistência
ao Estevão durante esse período.
Ao meu amigo e cunhado Daniel pelas incontáveis assistências em todas as
fases desse trabalho.
Aos amigos do Senai Divinópolis, aqui destaco Mário Cardoso, Rafael Romão e
Cristiano Ribeiro, por oferecerem tempo, espaço, máquinas e motivação para que eu
pudesse alcançar esse objetivo
Ao CEFET – MG Unidade Divinópolis pelo suporte aos experimentos, destaco
aqui os nomes dos professores Daniel Alves Costa e Ricardo Ribeiro e dos
laboratoristas Henderson Soares e Matheus Rocha, também agradeço ao aluno André
Cortez pelo auxílio. Estes foram fundamentais durante minha jornada.
À Funfer Fundição de Ferro Ltda, na pessoa do Sr. Ernane, que gentilmente
realizou o jateamento com granalhas em parte dos corpos de prova.
À Isomar Ferramentaria, na pessoa do Sr. Cleuber, que apoiou também na fase
de jateamento das peças.
Ao corpo docente da Universidade Federal de São João Del Rei, em especial ao
meu orientador Prof. Dr. Márcio Eduardo Silveira, pela paciência e sabedoria ao me
conduzir ao final desse caminho de forma sempre serena e assertiva.
Aos funcionários da UFSJ, aqui destaco a secretária Claudete, pela paciência e
atenção.
Aos colegas Philipe Pacheco e Fábio Rosa, agora professores, também ao
Michael Henrique, por todos os momentos em que me ajudaram em inúmeras tarefas
desse projeto.
À Universidade de Itaúna, na pessoa do Prof. Ewerton Augusto Nogueira, pela
parceria e amizade.
Aos meus grandes amigos, Bruno, Jhonatan e Gilberto pelo apoio constante para
que eu pudesse chegar até aqui.
Finalmente agradeço à minha amiga, companheira e esposa Caroline e ao meu
filhote Estevão por serem a razão da minha vida e o motivo para tudo que faço dela.
“Quanto mais nos elevamos, menores parecemos aos
olhos daqueles que não sabem voar" (Friedrich Nietzsche).
Resumo
O aço ABNT 1045 é um importante material para construção mecânica, aplicado em
diversos elementos de máquinas, tais como, engrenagens, eixos, pinos, etc. Tais
elementos estão sujeitos a carregamentos cíclicos capazes de provocar sua ruptura
em níveis de tensão bem abaixo do limite de resistência do aço ABNT 1045, fenômeno
conhecido como fadiga. O objetivo deste trabalho foi avaliar a resistência à fadiga do
aço ABNT 1045, variando os níveis de encruamento deste, através de diferentes
métodos de indução de tensões residuais. Também se fez necessário o tratamento
térmico no material, para ampliar a gama de discussões acerca dos métodos de
encruamento. Além dos ensaios de fadiga por flexão rotativa, que forneceram os
principais resultados para este trabalho, também foram realizados testes de
microdureza Vickers, ensaios de tração e testes de rugosidade, que contribuíram com
resultados importantes para o alcance dos objetivos já citados. Os métodos de
encruamento aplicados foram o jateamento com granalhas, também conhecido como
shot peening e uma pré-carga dos corpos de prova, realizado na máquina de ensaio
de tração, com valores de tensão 20% acima do limite de escoamento. Os ensaios de
fadiga foram realizados em um equipamento que proporciona flexão rotativa,
desenvolvido pelo autor deste trabalho e os resultados deram origem a 4 (quatro)
principais linhas de discussão. A primeira trata dos resultados de vida em fadiga nos
corpos de prova do material como recebido (trefilado) e após terem sido submetidos
ao jateamento. A segunda linha apresenta a redução da vida em fadiga do material
após ter sido submetido ao tratamento térmico de recozimento. E a terceira linha
discute como o aumento da rugosidade pode interferir no ganho de resistência
provocado pelo encruamento superficial. Por fim a quarta linha de discussão
apresenta o uso de simulação numérica para auxiliar na compreensão dos efeitos da
pré-carga nos corpos de prova. Dentre as conclusões extraídas dos ensaios, pode se
destacar a correlação entre resistência à fadiga e a dureza superficial e limites de
resistência e escoamento do material. Também foram observados ganhos de vida em
fadiga ao se induzir tensões compressivas por meio de pré-carga de tração.
Palavras-chave: fadiga, encruamento, shot peening, simulação numérica, aço ABNT
1045.
Abstract
The ABNT 1045 steel is an important material for mechanical construction, applied to several machine elements such as gears, shafts, pins, etc. These elements are subject to cyclic loading able to cause their break in tension levels well below the endurance limit of ABNT 1045 steel, a phenomenon known as fatigue. The purpose of this study is to assess the endurance of ABNT 1045 steel fatigue, alternating the levels of hardening using different residual stress inducing methods. Also, the heat treatment was necessary in the material, to broaden the range of discussions about the hardening methods. In addition to fatigue tests by rotary flexion, which provided the key results for this study were also performed Vickers hardness tests, tensile tests and roughness tests, that contributed to important findings for reaching the objectives aforementioned. The applied hardening methods were sandblasted with grit, also known as shot peening, and a preload of the specimens, held in tensile testing machine with tension values 20% above the flow limit. The fatigue tests were carried out in a device which provides rotating bending, developed by the author of this paper and the results have led to four main lines of discussion. The first deals with the results of fatigue life on specimens with material as received (drawn) and after being subjected to shot peening. The second line shows fatigue life reduction of the material after being subjected to thermal annealing treatment. The third line discusses how increased roughness may interfere with the strength gain caused by surface hardening. Finally, the fourth line discussion introduces the use of numerical simulation to assist in the understanding the preload effects on the specimens. Among the conclusions from the tests, it is possible to emphasize the relation between fatigue strength and surface hardness and resistance limits and yield stress of material. Fatigue life gains were also observed by inducing compressive stresses applying a tensile preload.
Keywords: fatigue, residual stress, shot peening, FE simulation, ABNT 1045 steel.
Lista de Figuras
Figura 2.1 Estágios I e II de propagação da trinca por fadiga .................................. 20
Figura 2.2 Representação das características de ruptura por fadiga........................ 21
Figura 2.3 Estrias de fadiga em uma liga de alumínio .............................................. 21
Figura 2.4 Variações da tensão ao longo do tempo, responsáveis pela fadiga (a)
ciclo de tensões alternadas: (b) ciclo de tensões repetidas; (c) ciclo de tensões
aleatórias. ......................................................................................................... 23
Figura 2.5 Esquema de um equipamento para ensaio de fadiga por flexão rotativa . 25
Figura 2.6 Curva S-N típica do aço .......................................................................... 25
Figura 2.7 Corpo de Prova para ensaio de fadiga por flexão rotativa ....................... 26
Figura 2.8 Comparação entre o Método Contínuo e o Método Discreto de
representação de modelos. ............................................................................... 28
Figura 2.9 Tipos de elementos para formação de malhas. Adaptado de .................. 29
Figura 2.10 (a) Graus de Liberdade de um ponto; (b) Graus de liberdade de um
corpo; ................................................................................................................ 30
Figura 2.11 Diagrama esquemático tensão-deformação, mostrando o fenômeno da
recuperação elástica e o encruamento. ............................................................ 31
Figura 2.12 Influência do trabalho a frio sobre o comportamento de tensão-
deformação do aço ........................................................................................... 32
Figura 2.13 Alteração da Estrutura do grão. (a) antes da deformação (b) após
deformação plástica. ......................................................................................... 33
Figura 2.14 Efeito da superposição das tensões de flexão aplicada e residuais por
jateamento. ....................................................................................................... 34
Figura 2.15 Tensões residuais de compressão geradas por granalha. .................... 35
Figura 2.16 Valores que caracterizam a distribuição de tensões residuais induzidas
pelo Jateamento com Granalhas. ..................................................................... 36
Figura 2.17 Sistema de medição da intensidade Almen). ......................................... 37
Figura 2.18 Curva de Saturação por Shot Peening . ................................................ 38
Figura 2.19 Diferentes padrões de múltiplos impactos, utilizando alvos e sequencias
de impacto preposicionados . ............................................................................ 40
Figura 2.20 Gráfico Temperatura x tempo para tratamento térmico ........................ 41
Figura 2.21 Diagrama de Equilíbrio Fe-C ................................................................. 42
Figura 2.22 Curva TTT para recozimento pleno. ...................................................... 45
Figura 2.23 Endentador utilizado no ensaio de dureza Vickers ................................ 46
Figura 2.24 Dimensões padrão para corpos de prova cilíndricos. ............................ 49
Figura 2.25 Gráfico Tensão x Deformação convencional. ........................................ 50
Figura 2.26 Regiões do gráfico tensão-deformação. ................................................ 53
Figura 2.27 Fratura dúctil em um ensaio de tração .................................................. 54
Figura 2.28 Fratura frágil . ........................................................................................ 54
Figura 2.29 Perfil efetivo, obtido com impressora de rugosímetro ............................ 55
Figura 2.30 Composição da Superfície .................................................................... 56
Figura 2.31 Comprimentos para avaliação da rugosidade........................................ 57
Figura 2.32 Obtenção do parâmetro de rugosidae Ra.............................................. 57
Figura 2.33 Obtenção do parâmetro de rugosidade Rz. ........................................... 59
Figura 3.1 Esquema da estruturação dos experimentos .......................................... 60
Figura 3.2 – Máquina de Jateamento de Granalha tipo turbina. ............................... 62
Figura 3.3 Rotor da turbina 180 4RK da máquina de jateamento. ............................ 63
Figura 3.4 Forno para tratamento térmico tipo mufla - Marconi ................................ 64
Figura 3.5 Cápsula de aço carbono para acondicionar corpos de prova. ................. 64
Figura 3.6 Aço ABNT 1045 – Trefilado sem encruamento (liso). .............................. 66
Figura 3.7 Microdurômetro Ótico Wolpert do LAMAT Senai. .................................... 66
Figura 3.9 Aço ABNT 1045 - Trefilado e encruado por Shot Peening ...................... 67
Figura 3.11 Aço ABNT 1045 – Recozido e sem encruamento (liso recozido). .......... 68
Figura 3.13 Aço ABNT 1045 – Recozido e encruado por Shot Peening. .................. 69
Figura 3.14 Dimensões do Corpo de Prova para Ensaio de Tração conforme ASTM.
......................................................................................................................... 70
Figura 3.16 Máquina Universal de Ensaios EMIC DL 20000 .. ................................. 71
Figura 3.21 Corpo de Prova para Ensaio de Fadiga por flexão rotativa ................... 72
Figura 3.23 Visão Geral da máquina de ensaio de fadiga por flexão rotativa .. ........ 73
Figura 3.24 Detalhe do Motor assíncrono 0,5 cv/3600 rpm e acoplamento .. ........... 74
Figura 3.25 Mancal de rolamento autocompensador ............................................... 74
Figura 3.26 Eixo de transmissão usinado em aço ABNT 1030 .. .............................. 74
Figura 3.27 Detalhe do par de porta pinças com o corpo de prova fixado .. ............. 75
Figura 3.28 Encoder instalado no eixo oposto ao motor para contagem de ciclos .. 75
Figura 3.29 Detalhe do conjunto de basculamento da mesa – motor, transmissão e
braços . ............................................................................................................. 76
Figura 3.30 Inversor de Frequência Micromaster 440 – SIEMENS .. ....................... 76
Figura 3.31 Software para interface com a máquina de fadiga .. .............................. 77
Figura 3.32 Detalhe da marcação do centro e limites de fixação . ........................... 79
Figura 3.33 Fixação dos corpos de prova nos mandris .. ......................................... 79
Figura 3.34 Centralização do corpo de prova na máquina .. .................................... 79
Figura 3.35 Relógio comparador posicionado para controle do basculamento .. ...... 80
Figura 3.36 Software para controle do ensaio .. ....................................................... 80
Figura 3.37 Ajuste do inversor de frequência para 40,5 Hz .. ................................... 81
Figura 3.38 Aferição da rotação da máquina .. ......................................................... 81
Figura 3.39 Corpos de prova de fadiga em cada configuração do aço ABNT 1045 .. 82
Figura 4.1 Esquema de apresentação dos resultados .. ........................................... 83
Figura 4.2 Gráfico das médias de dureza para cada configuração do aço ABNT 1045
.......................................................................................................................... 85
Figura 4.3 Médias das tensões de escoamento e de resistência para cada
configuração .. .................................................................................................. 87
Figura 4.4 Médias de alongamento e estricção dos corpos de prova de tração .. .... 88
Figura 4.5 Corpo de Prova Jateado usado no teste de rugosidade .. ....................... 88
Figura 4.6 Corpo de prova lixado usado no teste de rugosidade .. ........................... 89
Figura 4.7 Gráfico de Correlação da Vida em Fadiga com as diferentes
configurações do Aço ABNT 1045 .. ................................................................. 91
Figura 4.8 Esquema para definição das linhas de discussão .. ................................ 92
Figura 4.9 Gráfico de vida em fadiga para o aço ABNT 1045 trefilado .. .................. 93
Figura 4.10 Destaque para os valores de dureza do material trefilado .. .................. 95
Figura 4.11 Gráfico indicativo de redução na dureza do material após recozimento .
......................................................................................................................... 96
Figura 4.12 Gráfico evidenciando redução no limite de escoamento após
recozimento .. ................................................................................................... 96
Figura 4.13 Gráfico com valores de limite de resistência antes e após recozimento ..
......................................................................................................................... 97
Figura 4.14 Detalhe da vida em fadiga do material recozido . .................................. 98
Figura 4.15 Influência do tipo de acabamento no limite de resistência à fadiga. ...... 98
Figura 4.16 Corpo de prova de fadiga discretizado em elementos sólidos ............... 99
Figura 4.17 Simulação do ensaio de tração: (a) início, (b) com carga máxima e (c)
após o descarregamento. ............................................................................... 100
Figura 4.18 Simulação do ensaio de flexão: (a) sem tensões residuais, (b) com
tensões residuais provenientes do ensaio de tração. ...................................... 101
Lista de Tabelas
Tabela 2-1 Composição química do aço ABNT 1045 (% em massa). ...................... 27
Tabela 2-2 Propriedades Mecânicas do Aço ABNT 1045 ......................................... 27
Tabela 2-3 Valores de rugosidade Ra e números de classe. ................................... 58
Tabela 3-1 – Relação entre dimensão da granalha, quantidade de partículas por kg e
energia de impacto relativa ............................................................................... 62
Tabela 3-2 Exemplo de Cálculo do Valor de Pré Carga . ......................................... 63
Tabela 4-1 Valores de microdureza Vickers para o aço trefilado sem encruamento ..
......................................................................................................................... 84
Tabela 4-2 Valores de microdureza para o aço trefilado e encruado por Shot Peening
.......................................................................................................................... 84
Tabela 4-3 Valores de microdureza para o aço recozido sem encruamento .. ......... 84
Tabela 4-4 Valores de microdureza para o aço recozido encruado por Shot Peening
.......................................................................................................................... 84
Tabela 4-5 Resultados do Ensaio de Tração do Aço trefilado sem encruamento .. .. 86
Tabela 4-6 Resultados do Ensaio de Tração no aço trefilado encruado por Shot
Peening .. .......................................................................................................... 86
Tabela 4-7 Resultados do Ensaio de Tração no aço recozido sem encruamento .. . 86
Tabela 4-8 Resultados do Ensaio de Tração no aço recozido e encruado por Shot
Peening .. .......................................................................................................... 87
Tabela 4-9 Resultados dos testes de rugosidade nos corpos de prova de fadiga . .. 89
Tabela 4-10 Resultados dos Ensaios de Fadiga por Flexão Rotativa .. .................... 90
Tabela 4-11 Ciclos para o material trefilado . ........................................................... 93
Tabela 4-12 Cálculo de z para determinação de discrepância .. Adaptado de ......... 94
Tabela 4-13 Limite discrepante (Zd) em função do número de amostras (N) ........... 94
Sumário
AGRADECIMENTOS ....................................................................................................... 5
RESUMO ...................................................................................................................... 7
ABSTRACT ................................................................................................................... 8
LISTA DE FIGURAS ........................................................................................................ 9
LISTA DE TABELAS ...................................................................................................... 13
1 INTRODUÇÃO ...................................................................................................... 17
1.1 Motivação .................................................................................................. 17
1.2 Objetivo...................................................................................................... 17
1.3 Organização do trabalho ............................................................................ 18
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ...................................................................................... 19
2.1 Fadiga ........................................................................................................ 19
2.1.1 Caracterização de fadiga e fatores de importância ............................... 19
2.1.2 Tipos de ensaios de fadiga ................................................................... 24
2.1.3 Ensaio de fadiga por flexão rotativa ...................................................... 24
2.2 Aço ABNT 1045 ......................................................................................... 26
2.2.1 Composição Química ........................................................................... 27
2.2.2 Aplicações e Propriedades do aço ABNT 1045 .................................... 27
2.3 Método dos Elementos Finitos (MEF) ........................................................ 27
2.4 Encruamento ............................................................................................. 30
2.4.1 Encruamento superficial e efeito sobre a fadiga ................................... 33
2.4.2 Jateamento com Granalhas (Shot Peening) ......................................... 34
2.4.3 Parâmetros de controle do processo Shot Peening .............................. 36
2.5 Tratamento Térmico ................................................................................... 41
2.5.1 Diagrama de Equilíbrio ......................................................................... 42
2.5.2 Fatores de influência ............................................................................ 43
2.5.3 Tipos de tratamentos térmicos mais comuns ........................................ 44
2.6 Dureza Vickers........................................................................................... 46
2.6.1 Microdureza Vickers ............................................................................. 47
2.6.2 Representação do Resultado do Ensaio ............................................... 47
2.6.3 Vantagens do ensaio de Dureza Vickers .............................................. 47
2.7 Ensaio de Tração ....................................................................................... 48
2.7.1 Ensaio Convencional ............................................................................ 48
2.8 Rugosidade ................................................................................................ 55
2.8.1 Composição da Superfície .................................................................... 55
2.8.2 Comprimento de amostragem .............................................................. 56
2.8.3 Parâmetros de rugosidade.................................................................... 57
3 MATERIAIS E MÉTODOS ........................................................................................ 60
3.1 Estrutura dos experimentos ....................................................................... 60
3.2 Caracterização de ensaios e Tratamentos complementares ...................... 61
3.2.1 Shot Peening (Jateamento com Granalhas) ......................................... 61
3.2.2 Caracterização do encruamento por Pré Carga .................................... 63
3.2.3 Caracterização do Tratamento térmico de recozimento ........................ 64
3.2.4 Caracterização do Teste de rugosidade ............................................... 65
3.3 Caracterização dos Ensaios....................................................................... 65
3.3.1 Microdureza Vickers ............................................................................. 65
3.3.2 Ensaio de Tração ................................................................................. 69
3.3.3 Ensaio de Fadiga .................................................................................. 71
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ................................................................................ 83
4.1 Resultados dos ensaios de Microdureza Vickers ....................................... 83
4.1.1 Médias dos resultados de dureza por configuração .............................. 85
4.2 Resultados dos ensaios de tração ............................................................. 85
4.2.1 Médias dos resultados dos ensaios de tração ...................................... 87
4.3 Resultados dos Testes de Rugosidade ...................................................... 88
4.4 Resultados dos Ensaios de Fadiga ............................................................ 89
4.5 Discussões ................................................................................................ 90
4.5.1 Linha de Discussão 1 ........................................................................... 93
4.5.2 Linha de discussão 2 ............................................................................ 95
4.5.3 Linha de Discussão 3 ........................................................................... 97
4.5.4 Linha de Discussão 4 ........................................................................... 98
5 CONCLUSÕES ................................................................................................... 102
6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................................. 104
REFERÊNCIAS .......................................................................................................... 105
ANEXOS .................................................................................................................. 109
17
1 Introdução
1.1 Motivação
A fadiga é um fenômeno importante observado em aços para construção mecâ-
nica. Existem outros modos de um material falhar mecanicamente, por exemplo,
ruptura por impacto, por torção, por sofrer esforços de tração ou compressão
excessivos. Tais falhas ocorrem quando os esforços ultrapassam o limite de
resistência do material (SOUZA, BAPTISTA, et al., 2014)
No entanto a falha por fadiga pode ocorrer em valores de tensão muito inferiores
aos limites de resistência e na maior parte dos casos, as trincas se iniciam na região
superficial ou subsuperficial dos materiais (LEMOS, HIRSCH, et al., 2014).
É importante que se desenvolvam mecanismos para evitar, ou ao menos retardar
a fase de iniciação de trincas nas superfícies dos materiais. A indução de tensões
residuais compressivas tem se mostrado uma ótima alternativa para tal (LEMOS,
HIRSCH, et al., 2014).
Existem vários métodos para induzir tensões residuais nas regiões superficiais
e subsuperficiais, como por exemplo processos de conformação (trefilação,
estampagem, laminação), processos de jateamento com granalhas (shot peening),
jateamento por laser (laser shock peening), cargas de tração ou compressão acima
do limite de escoamento do material, entre outros (KIM, KIM JAE, et al., 2014).
1.2 Objetivo
O objetivo deste trabalho é avaliar o comportamento à fadiga de um aço ABNT
1045 após ser submetido à dois diferentes métodos de indução de tensões residuais
compressivas, jateamento com granalhas (shot peening) e uma pré carga de tração,
com valor de tensão acima do limite de escoamento.
O aço ABNT 1045 foi escolhido devido à sua importância nas construções
mecânicas e em função da maior disponibilidade do mesmo. As amostras utilizadas
na parte experimental, foram obtidas a partir de uma barra trefilada de 12,7 mm. O
processo de trefilação do material, resultou num alto grau de encruamento, fato que
motivou a realização de um tratamento térmico de recozimento, a fim de reduzir o
18
encruamento do material e possibilitar a indução de tensões residuais controladas no
mesmo.
1.3 Organização do trabalho
No capítulo 2 é feita a revisão bibliográfica que trará base ao desenvolvimento
do trabalho, serão abordados temas como, fadiga, aço, encruamento, tratamento
térmico, dureza e ensaio de tração.
O capítulo 3 por sua vez aborda os materiais e métodos utilizados,
caracterizando os tratamentos realizados, como o jateamento com granalhas (shot
peening), pré carga por tração acima do escoamento, tratamento térmico. Serão
caracterizados também os equipamentos usados no processo, os ensaios de
microdureza, tração e fadiga.
O capítulo 4 apresenta os resultados obtidos nos inúmeros ensaios (tração,
dureza, rugosidade e fadiga) e propõe quatro linhas de discussão sobre tais
resultados.
O capítulo 5 apresenta as conclusões, as dificuldades encontradas e as
sugestões para estudos e desenvolvimentos futuros relacionados ao tema.
O capítulo 6 por sua vez, traz algumas sugestões para trabalhos futuros, a fim
de compreender melhor alguns fenômenos observados neste trabalho.
19
2 Revisão Bibliográfica
2.1 Fadiga
2.1.1 Caracterização de fadiga e fatores de importância
Fadiga é um tipo de falha que ocorre em materiais sujeitos à tensões oscilantes.
Sob essas condições, observam-se falhas em níveis de tensões consideravelmente
inferiores ao limite de resistência do material. Cerca de 90% de todas as falhas metá-
licas são causadas por fadiga (CALLISTER, 2002).
A característica da falha por fadiga que a distingue de outros tipos de falhas, é o
fato de ser de natureza frágil, mesmo em metais dúcteis. Ocorre muito pouca, ou
nenhuma deformação plástica associada à falha. O processo se dá pela iniciação e
propagação de trincas e a fratura ocorre geralmente perpendicular à direção da maior
tensão de tração aplicada (CALLISTER, 2002).
Concentrações macroscópicas de tensões provocam a maioria das falhas por
fadiga. Concentradores de tensões, como cantos vivos ou ângulos na superfície, são
pontos em que a falha se origina, especialmente se tais pontos estiverem sujeitos à
tensões cíclicas. Elementos como rasgos de chaveta, entalhes em “V”, furos, etc.,
constituem agentes que provocam fadiga (REED-HILL, 1982).
Quando um corpo-de-prova de um metal dúctil homogêneo é submetido a
tensões cíclicas, ocorrem as seguintes alterações estruturais básicas durante o
processo de fadiga: (CALLISTER, 2002)
Nucleação da trinca. Ocorre o início do processo de deterioração por
fadiga;
Crescimento de bandas de escorregamento de fadiga. A deformação
plástica numa direção, alternando com a deformação plástica na direção
contrária, faz com que na superfície do corpo-de-prova metálico surjam
saliências e sulcos denominados extrusões e intrusões de
escorregamento, assim como a deterioração no interior do material ao
longo de bandas de escorregamento persistentes. Irregularidades
superficiais, bem como as bandas de escorregamento, originam trincas
na superfície ou próximo dela, tais trincais se propagam para o interior do
20
material segundo planos submetidos a tensões de cisalhamento eleva-
das. Configura-se a fase I do processo de fadiga. A velocidade de
crescimento da trinca é baixa e com alta concentração de tensões onde
se identifica o Estágio I na Figura 2.1.
Crescimento da fissura em planos de tensão de tração elevada. Durante
a fase I a trinca cresce equivalente à alguns diâmetros de grão e depois
toma direção perpendicular à tensão de tração máxima material metálico,
já identificada como fase II, onde se observa a propagação de uma trinca
bem definida e com velocidade alta. A trinca avança em cada ciclo de
tensão formando estrias de fadiga na seção do material conhecidas como
marcas de praia, se macroscópicas como na Figura 2.2, ou estrias, se
microscópicas como ilustra a Figura 2.3.
Fratura final. Finalmente, quando a fenda tiver percorrido uma área
suficiente e o material, na seção remanescente, não conseguir suportar a
carga aplicada, ocorre a ruptura. Esta ocorre muito rapidamente uma vez
que a trinca que está avançando tenha atingido o estado crítico.
Figura 2.1 Estágios I e II de propagação da trinca por fadiga (STEPHENS, FATEMI, et al., 2000)
21
Figura 2.2 Representação das características de ruptura por fadiga (SURESH, 1992)
Figura 2.3 Estrias de fadiga em uma liga de alumínio (SURESH, 1992)
Os fatores mais importantes que afetam a resistência à fadiga, além de sua com-
posição química, são: (SMITH, 1998)
Concentração de tensão: A resistência à fadiga é fortemente reduzida
pela presença de concentradores de tensão, tais como entalhes, furos,
rasgos ou variações bruscas da seção reta;
Rugosidade superficial: Quanto mais polida for a superfície da amostra
metálica, maior é a resistência à fadiga. Superfícies rugosas originam
concentradores de tensão que facilitam a formação de trincas de fadiga;
22
Estado de superfície: Grande parte das fraturas por fadiga se originam na
superfície do material metálico. Alterações no estado da superfície podem
afetar o comportamento à fadiga do material. Tratamentos de
endurecimento superficial podem aumentar a resistência à fadiga, como
a cementação e a nitretação. Já a descarbonetação amacia a superfície
do aço e pode diminuir a resistência à fadiga. Introduzir tensões residuais
de compressão na superfície do material, por roleteamento, Shot Peening
(jateamento por granalhas), podem auxiliar no incremento da vida em
fadiga do material.
Ambiente: Um ambiente corrosivo durante a aplicação de tensões cíclicas
ao material metálico pode acelerar fortemente a velocidade com que a
trinca de fadiga se propaga. A combinação do ataque por corrosão com
as tensões cíclicas aplicadas a um material metálico é conhecida por
fadiga por corrosão.
Conforme a natureza, a aplicação de tensões cíclicas pode ocorrer de três
formas distintas:
Axial: Tração – Compressão
Flexão: Dobramento
Torcional: torção
Os perfis das curvas de tensão-tempo podem apresentar três variações como
mostrado na Figura 2.4:
a) Tensão alternada, onde existe uma dependência regular e senoidal em
relação ao tempo. A amplitude é simétrica em torno de um nível médio de
tensão zero;
b) Ciclo de tensões repetidas, onde os valores máximos e mínimos das tensões
são assimétricos em relação ao nível zero de tensão;
c) Ciclo de tensões aleatórias, onde o nível de tensão varia aleatoriamente em
amplitude e frequência.
23
Figura 2.4 Variações da tensão ao longo do tempo, responsáveis pela fadiga (a) ciclo de tensões alternadas: (b) ciclo de tensões repetidas; (c) ciclo de tensões aleatórias.
(CALLISTER, 2002)
O ciclo de tensões caracterizado pela Figura 2.4b pode ser definido pelo seguinte
conjunto de equações:
A amplitude de tensão alterna em torno de uma tensão média 𝜎𝑚, definida por:
𝝈𝒎 =𝝈𝒎𝒂𝒙 + 𝝈𝒎𝒊𝒏
𝟐 (2.1)
O intervalo de tensões 𝜎𝑟, é dado por:
Te
nsã
o
Co
mpre
ssão
T
raçã
o
24
𝝈𝒓 = 𝝈𝒎𝒂𝒙 − 𝝈𝒎𝒊𝒏 (2.2)
E a amplitude da tensão 𝜎𝑎, é dada por:
𝝈𝒂 =𝝈𝒊
𝟐=
𝝈𝒎𝒂𝒙 − 𝝈𝒎𝒊𝒏
𝟐 (2.3)
E a razão de tensões 𝑅, será:
𝑹 =𝝈𝒎𝒊𝒏
𝝈𝒎𝒂𝒙 (2.4)
Convenciona-se que as tensões de tração serão positivas e as de compressão
negativas.
2.1.2 Tipos de ensaios de fadiga
Os equipamentos utilizados nos ensaios de fadiga se baseiam na aplicação de
cargas repetitivas, onde se é possível alterar a intensidade de tais cargas e dotados
de um contador de ciclos. Os ensaios são realizados conforme o tipo de solicitação
que se deseja avaliar:
Torção;
Tração Compressão;
Flexão;
Flexão rotativa.
2.1.3 Ensaio de fadiga por flexão rotativa
A Figura 2.5 ilustra um equipamento para ensaio de flexão rotativa. O corpo de
prova fica submetido à valores de tensões de tração e compressão de igual magni-
tude, enquanto é rotacionado por um motor e tem os ciclos registrados em um
contador. Através do ensaio é possível se determinar a curva S-N do material, onde
S é a tensão necessária para provocar a fratura por fadiga e N o número de ciclos até
a ruptura.
25
Figura 2.5 Esquema de um equipamento para ensaio de fadiga por flexão rotativa (PRÓPRIO AUTOR) Adaptado de (JÚNIOR, 2002)
Em análise à curva S-N da Figura 2.6, observa-se que quanto maior a amplitude
de tensão alternada, menor é o número de ciclos que o material será capaz de
suportar até a fratura (GUIMARÃES, 2009).
Figura 2.6 Curva S-N típica do aço (GUIMARÃES, 2009)
A curva S-N torna-se horizontal a partir de um certo número de ciclos, indicando
que foi atingido um nível de tensão abaixo do qual não ocorrerá ruptura por fadiga.
Esse nível é conhecido como limite de resistência à fadiga (𝑆𝑛). Portanto, 𝑆𝑛 é o maior
26
valor de tensão ao qual a peça pode ser submetida sem que haja falha por fadiga,
mesmo se o número de ciclos for infinito (GUIMARÃES, 2009).
Baseado no número de ciclos que a peça estará sujeita, pode-se dividir os regi-
mes de fadiga como sendo de baixo ciclo ou alto ciclo. A linha limítrofe entre os dois
regimes está na faixa de 102 a 104 ciclos, sendo 103 ciclos uma aproximação razoável
para separar fadiga de baixo ciclo e fadiga de alto ciclo (GUIMARÃES, 2009).
A vida em fadiga 𝑁𝑓, pode ser definida como:
𝑵𝒇 = 𝑵𝒊 + 𝑵𝒑 (2.5)
Onde 𝑁𝑖 e 𝑁𝑝 são, respectivamente o número de ciclos para iniciação da trinca
e a propagação da trinca.
Os corpos de prova usados nesse ensaio são padronizados conforme a norma
ASTM E-1823 e apresentam certa conicidade em direção ao centro e sua superfície é
cuidadosamente polida até a granulometria 600. Um modelo comum de corpo de
prova para ensaio de fadiga por flexão rotativa é mostrado na Figura 2.7.
Figura 2.7 Corpo de Prova para ensaio de fadiga por flexão rotativa (PRÓPRIO AUTOR) Adaptado de (DIAS, 2006)
2.2 Aço ABNT 1045
Segundo a NBR 172/2000, o ABNT 1045 é um aço para construção mecânica,
ao carbono e especial, devido à necessidade de ensaio de impacto quando temperado
e revenido (AZEVEDO, 2002).
27
2.2.1 Composição Química
A norma NBR 87/2000, que orienta as composições dos aços para construção
mecânica, estabelece a composição química da Tabela 2-1, para o aço ABNT 1045.
Tabela 2-1 Composição química do aço ABNT 1045 (% em massa) (NBR NM 87, 2000).
2.2.2 Aplicações e Propriedades do aço ABNT 1045
O aço ABNT 1045 é utilizado na fabricação de componentes de uso geral, nor-
malmente onde é necessária uma resistência mecânica superior à dos aços baixo
carbono. Aplicado em eixos, pinos, cilindros, parafusos, pinças, pregos e locais mais
específicos, tais como eixos de bombas e ventiladores empregados em refinarias do
setor de petróleo e gás.
Em função do teor de carbono variar entre 0,43 e 0,50%, o aço ABNT 1045 pode
desenvolver elevada dureza, quando submetido a ciclos de soldagem, na ZTA – Zona
termicamente afetada (AZEVEDO, 2002).
A Tabela 2-2 apresenta as propriedades mecânicas de um aço ABNT 1045 em
diferentes temperaturas de revenimento após têmpera.
Tabela 2-2 Propriedades Mecânicas do Aço ABNT 1045 (ASM INTERNATIONAL, 1998)
2.3 Método dos Elementos Finitos (MEF)
Também conhecido pela sigla em inglês FEM (Finite Element Method), o método
dos elementos finitos – MEF é uma ferramenta científica computacional já bem
C Mn Pmáx. Smáx. Si
0,43 - 0,50 060 - 0,90 0,04 0,05 0,10 - 0,60
28
estabelecida em diversas áreas do conhecimento (MACKERLE, 1994). O sucesso do
MEF pode ser atribuído, em partes, pela seguinte propriedade:
Através do emprego de variáveis de aproximação para funções
polinomiais de forma, o MEF é capaz de melhorar a geometria de projetos
de maneira mais eficiente se comparado com a modelagem física
convencional.
O MEF é uma ferramenta de aproximação numérica muito versátil e pode ser
aplicado a diversos propósitos, como por exemplo a discretização de equações
diferenciais parciais. No entanto, o Método dos Elementos Finitos cobra um preço pela
sua flexibilidade, a geração de malha. A construção de um projeto com um refinamento
de malha de qualidade não é uma tarefa fácil e demanda boa parte do custo
computacional de um projeto (SCHWEITZER, 2011).
O desenvolvimento do MEF data do século XVIII, quando Friedrich Gauss utilizou
o método para solução de problemas matemáticos através de funções de
aproximação (LOTTI, MACHADO, et al., 2006). O MEF pode ser definido como um
método matemático, no qual um meio contínuo é subdividido em elementos que
mantém as propriedades de quem os originou. Tais elementos podem ser expostos
por equações diferenciais e determinados por modelagem matemática (LOTTI,
MACHADO, et al., 2006). A Figura 2.8 ilustra um comparativo entre os sistemas
contínuos e discretos.
Figura 2.8 Comparação entre o Método Contínuo e o Método Discreto de representação de modelos (ALTAIR, 2014).
29
Os elementos utilizados na discretização do domínio são conectados entre si
através de pontos, conhecidos como nós ou pontos nodais. Ao conjunto de elementos
finitos interligados, dá-se o nome de malha ou do inglês mesh (SOUZA, 2003).
Existem diversos tipos de elementos e apresentam formas geométricas variadas,
conforme a aplicação e as dimensões do problema. Problemas uni, bi ou
tridimensionais demandam formatos diferentes de elementos que são mostrados na
Figura 2.9.
Figura 2.9 Tipos de elementos para formação de malhas. Adaptado de (SOUZA, 2003).
A acurácia do método dos elementos finitos está intimamente ligada ao número
de nós e elementos. Também interferem as dimensões e tipos de elementos
presentes na malha. Um dos aspectos mais relevantes do MEF está relacionado à
sua convergência. Apesar de tratar-se de um método aproximado, avalia-se que uma
malha eficiente, obtida quando o tamanho dos elementos tende a zero e,
consequentemente, o número de nós tende ao infinito, torna possível convergir a
solução para, precisamente, a solução do problema (SOUZA, 2003). Em
contrapartida, o custo computacional aumenta em igual proporção.
Outra definição fundamental é a de graus de liberdade (GDL). São previstos até
6 graus de liberdade para um corpo no espaço. Três movimentos de translação e três
de rotação, como mostra a Figura 2.10.
30
Figura 2.10 (a) Graus de Liberdade de um ponto; (b) Graus de liberdade de um corpo; (SOUZA, 2003)
Nem todos os elementos possuem 6 GDL’s por nó. O número de GDL’s depende
do tipo de elemento (1D, 2D, 3D), da família do elemento (casca, tensão no plano,
deformação no plano, membrana) e do tipo de análise. Por exemplo, para análises
estruturais, um elemento de casca fino possui 6 GDL’s/Nó (deslocamento
desconhecido, 3 translações e 3 rotações) enquanto que o mesmo elemento, quando
utilizado numa análise térmica, possui apenas 1 GDL/Nó (temperatura desconhecida)
(ALTAIR, 2014)
2.4 Encruamento
Encruamento é o fenômeno pelo qual um metal dúctil se torna mais duro e mais
resistente ao sofrer deformação plástica, a partir do surgimento de tensões residuais
compressivas em sua estrutura (NOGUEIRA, 2011).
Os metais se deformam plasticamente por movimento das discordâncias e estas
interagem diretamente entre si ou com outras imperfeições, ou indiretamente com o
campo de tensões internas de várias imperfeições e obstáculos. Estas interações le-
vam a uma redução na mobilidade das discordâncias, o que é acompanhado pela
necessidade de uma tensão maior para provocar maior deformação plástica, este
fenômeno pode ser entendido como encruamento.
O processo de encruamento pode ser demonstrado pelo diagrama da Figura
2.11. O metal com limite de escoamento 𝜎𝑦0 é submetido a deformação plástica até o
patamar 𝐷, onde é cessado o esforço, observa-se a recuperação elástica do material.
Novamente, aplica-se a carga, que resulta em um novo limite de escoamento 𝜎𝑦𝑖.
Conclui-se que o metal se tornou mais resistente, pois 𝜎𝑦𝑖 é maior que 𝜎𝑦0.
31
A influência do trabalho a frio no comportamento tensão-deformação de um aço
pode ser observada na Figura 2.12. É possível notar que o aumento percentual de
trabalho a frio provoca a elevação da tensão de escoamento e redução no
alongamento percentual e ductilidade do material.
Figura 2.11 Diagrama esquemático tensão-deformação, mostrando o fenômeno da recuperação elástica e o encruamento (CALLISTER, 2002).
32
Figura 2.12 Influência do trabalho a frio sobre o comportamento de tensão-deformação do aço (CALLISTER, 2002).
A fotomicrografia de um metal policristalino permite observar a estrutura dos
grãos antes e após sofrerem deformação plástica. Antes da deformação, os grãos são
equiaxiais e ao sofrer deformação, passam a ser alongados. A Figura 2.13 mostra em
(a) a estrutura de grãos antes do encruamento e em (b) a estrutura após sofrer o
encruamento por deformação plástica.
33
Figura 2.13 Alteração da Estrutura do grão. (a) antes da deformação (b) após deformação plástica (CALLISTER, 2002).
2.4.1 Encruamento superficial e efeito sobre a fadiga
A introdução de campos de tensões residuais compressivas superficiais,
cuidadosamente controladas, é um meio potencial de aumentar a resistência à fadiga
de materiais metálicos. Essas tensões podem ser introduzidas por roleteamento
superficial, deformação a frio, tratamento térmico superficial, jateamento de granalhas,
também conhecido por Shot Peening, entre outros processos.
As tensões compressivas atuam diminuindo as tensões residuais de tração que
ocorrem na superfície de peças submetidas a carregamentos cíclicos.
A Figura 2.14 ilustra o efeito da superposição das tensões aplicadas e residuais.
A distribuição de tensões na Figura 2.14a é típica de um eixo sob flexão. A Figura
2.14b apresenta o perfil de tensões residuais de uma peça que sofreu jateamento com
granalhas. A Figura 2.14c, representa o perfil resultante da superposição das tensões
residuais e aplicadas. A tensão trativa máxima na superfície é reduzida e seu pico é
deslocado para a camada subsuperficial da peça.
34
Figura 2.14 Efeito da superposição das tensões de flexão aplicada e residuais por jatea-mento (STEPHENS, FATEMI, et al., 2000).
2.4.2 Jateamento com Granalhas (Shot Peening)
O jateamento é um processo de conformação a frio, que se baseia na projeção
de microesferas, chamadas granalhas, na superfície de elementos de máquinas ou
estruturais (WHEELABRATOR GROUP, 2011).
O processo de jateamento, também conhecido como Shot Peening, atua sobre
as superfícies aumentando a rugosidade, introduzindo tensões residuais de
compressão e provocando endurecimento por encruamento do material. A granalha
atua como um pequeno martelo, capaz de deformar plasticamente e induzir um campo
de tensões residuais compressivas na superfície do material tratado. Ao passo que as
camadas internas, mais profundas da peça, sofrem deformação elástica e, em razão
da deformação plástica induzida na superfície, tais camadas internas ficam impedidas
de recuperar a forma original. Esse fenômeno mantém, nas camadas subsuperficiais
da peça, uma deformação elástica remanescente que dá origem às tensões residuais
compressivas como resultante da interação entre camadas deformadas plasticamente
e camadas deformadas elasticamente (GONZALES, 2004).
35
Figura 2.15 Tensões residuais de compressão geradas por granalha (GONZALES, 2004).
Sabe-se que trincas provenientes de fadiga são menos recorrentes em campos
de tensões de compressão. Uma vez que falhas por fadiga ocorrem na superfície, ou
em áreas próximas dela, as tensões residuais de compressão induzidas por Shot
Peening, geram um incremento significativo na vida à fadiga da peça tratada
(GONZALES, 2004).
Outra razão pela qual as tensões residuais compressivas são importantes no
incremento da vida em fadiga é o fato de manterem os limites entre os grãos mais
unidos inibindo a iniciação de trincas e diminuindo a velocidade do acúmulo de danos
na superfície. Quanto maior for a espessura da camada de tensões residuais, maior
será a resistência ao surgimento e propagação de trincas (GONZALES, 2004).
No entanto, é válido observar que a distribuição de tensões residuais de
compressão não é uniforme e está em função da profundidade medida a partir da
superfície da peça. A distribuição de tensões residuais induzidas pela técnica do Shot
Peening, apresenta uma forma típica, a qual possui três valores característicos
notáveis: a profundidade da camada de tensões residuais compressivas (ℎ𝑝), a
tensão residual máxima de compressão (𝜎𝑚á𝑥𝑟 ) e a tensão residual na superfície (𝜎sup
𝑟 ).
A Figura 2.16 mostra um gráfico com a distribuição de tensões residuais induzidas por
Shot Peening em função da profundidade na peça.
36
Figura 2.16 Valores que caracterizam a distribuição de tensões residuais induzidas pelo Ja-teamento com Granalhas (GONZALES, 2004).
Entre os processos de jateamento que objetivam induzir tensões residuais na
superfície de peças, destacam-se o martelamento, jateamento com pinos, esferas ou
agulhas, jateamento por ultrassom, jateamento com laser e o jateamento com água
em altíssima pressão (BARRIOS, GONZALES, et al., 2007).
2.4.3 Parâmetros de controle do processo Shot Peening
Dois parâmetros são considerados importantes para controlar o processo de
Shot Peening. São eles, a intensidade Almen e a cobertura (BALAN, 2007).
A medida da intensidade Almen está relacionada com a altura do arco obtida na
lâmina de teste, após ser submetida ao jateamento em apenas um dos lados conforme
a Figura 2.17 ilustra o método de medição da intensidade do jateamento com
granalhas. A intensidade Almen depende dos seguintes parâmetros:
Tamanho da granalha;
Dureza da granalha;
Velocidade do jato.
Quando a granalha é impelida por ar comprimido, outros parâmetros também
devem ser levados em conta para o teste Almen:
Valor da pressão do ar;
Tamanho do bico de jateamento;
37
Distância do bico à peça tratada.
Caso a granalha seja impelida por força centrífuga, a partir de uma turbina, ou-
tros parâmetros se tornam importantes:
Rotação da turbina;
Geometria da turbina;
Distância da turbina à peça tratada.
Figura 2.17 Sistema de medição da intensidade Almen (BARKER, 2008).
O segundo parâmetro de controle do processo Shot Peening é a cobertura. Esta
estima o quanto uma área submetida ao jateamento foi atingida pelas endentações
provocadas pelas granalhas. O jateamento convencional exige 100% de cobertura, de
outro modo não se atinge a melhoria de propriedades mecânicas proposta pelo
processo (GONZALES, 2009). Na prática um processo de jateamento com granalhas
que atinja 98% de cobertura ou mais, já será considerado satisfatório devido à
dificuldade de se atingir 100% de cobertura em função da forma exponencial com que
a curva 𝐶𝑜𝑏𝑒𝑟𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑥 𝑇𝑒𝑚𝑝𝑜 se comporta. A Figura 2.18 relaciona o tempo de
cobertura com a altura do arco no teste de intensidade Almen. Após atingido o ponto
de saturação, o incremento de cobertura ao longo do tempo é mínimo (GONZALES,
2009).
38
Operações de Shot Peening realizadas em tempos menores que os de saturação
podem resultar em áreas não atingidas pelas endentações, que, atuariam como con-
centradores de tensão e pontos de iniciação de falhas. Por essa razão, a cobertura é
expressa em percentual e como múltiplo do tempo de exposição requerido para
saturação. Assim é comum observar valores de cobertura maiores que 100%. Uma
cobertura de 200% por exemplo, significa um tempo de exposição ao jato, duas vezes
maior que o necessário para atingir a saturação (GONZALES, 2009).
Figura 2.18 Curva de Saturação por Shot Peening (WRIGHT, 2005).
Os parâmetros que afetam diretamente a cobertura no processo de jateamento
com granalhas são:
Tempo de exposição;
Tamanho das granalhas;
Fluxo médio de granalhas.
Aproximações numéricas são usuais para simulações do processo de Shot
Peening e estimativas dos efeitos induzidos pelo mesmo (BAGHERIFARD, GHELICHI
e GUAGLIANO, 2012). Uma avaliação adequada e precisa da superfície coberta pelo
processo de Shot Peening configura-se como parâmetro essencial para validar os
39
resultados obtidos (BAGHERIFARD, GHELICHI e GUAGLIANO, 2012). Como já men-
cionado no item 2.4.3, os parâmetros mais importantes para caracterizar o processo
de Shot Peening são: o percentual de cobertura e a intensidade Almen. A intensidade
Almen ainda é medida de forma exclusivamente experimental, portanto o MEF será
útil para avaliação do percentual de cobertura. O termo cobertura é baseado
originalmente na pesquisa realizada pela Wheelabrator Corporation, uma empresa
americana com sede em Mishawaka, Indiana (BAIKER, 2006). A qualidade da
superfície de cobertura tem papel principal no comportamento mecânico do
componente peenado, na funcionalidade do mesmo e na economia do processo de
Shot Peening (BAIKER, 2006).
A fim de evitar perda de tempo e dinheiro em processos de tentativa e erro, a
simulação numérica é aplicada para ajudar a entender os fenômenos mecânicos do
processo de Shot Peening. Existem várias pesquisas sobre o assunto e quase todas
elas estão preocupadas em avaliar, de forma geral, como o estado de tensão se
desenvolve, durante os sucessivos impactos da granalha, na superfície do material.
Poucos estudos estão relacionados aos efeitos da cobertura propriamente dita
(SCHULZE, KLEMENZ e ZIMMERMANN, 2008). Existem também muitas análises
sobre o efeito de um único impacto de granalha na superfície de um material e a
maioria dos estudos de múltiplos impactos, consideram arranjos uniformes de
distribuição e sequencias predeterminadas de impactos. A Figura 2.19 apresenta
algumas das teorias já estudadas sobre os efeitos do Shot Peening na superfície de
materiais.
40
Figura 2.19 Diferentes padrões de múltiplos impactos, utilizando alvos e sequencias de im-pacto preposicionados (BAGHERIFARD, GHELICHI e GUAGLIANO, 2012).
Figura 2.19a – Padrão de Múltiplas endentações (GRASTY, 1996);
Figura 2.19b – Linha de simetria diagonal com 5 impactos (S.T.S., KORMI
e WEBB, 1999);
41
Figura 2.19c – Modelo 3D com 2 superfícies simétricas (GUAGLIANO,
2001)
Figura 2.19d – Modelo 3D sem simetria (SCHWARZER, SCHULZE e
VOHRINGER , 2002);
Figura 2.19e – Modelo 3D sem simetria (KLEMENZ, HOCHRAINER, et
al., 2005), (KLEMENZ, SCHULZE, et al., 2009);
Figura 2.19f – Modelo 3D com duas superfícies simétricas (KANG, WANG
e PLATTS, 2010);
Figura 2.19g – Modelo 3D com três superfícies simétricas (SCHIFFNER
e HELLING, 1999);
Figura 2.19h – Célula 3D simétrica (FRIJA, HASSINE, et al., 2006);
Figura 2.19i – Célula 3D simétrica (KIM, LEE, et al., 2010).
2.5 Tratamento Térmico
Processo de aquecimento e resfriamento de ligas metálicas, ferrosas e não
ferrosas, em condições controladas, com o objetivo de modificar as propriedades
mecânicas do material. A Figura 2.20 mostra um gráfico genérico que resume o
processo de tratamento térmico.
Figura 2.20 Gráfico Temperatura x tempo para tratamento térmico (TSCHIPTSCHIN, 2012)
42
Os objetivos dos tratamentos térmicos variam conforme o que se espera obter
do material tratado, abaixo serão listados alguns desses objetivos:
Remoção de tensões residuais decorrentes de processos de conformação
ou térmicos;
Refino da microestrutura;
Aumento ou diminuição da dureza;
Aumento da ductilidade;
Melhoria da usinabilidade;
Aumento da resistência ao desgaste;
Modificação de propriedades elétricas e magnéticas;
2.5.1 Diagrama de Equilíbrio
Uma importante ferramenta para realização de tratamentos térmicos é o dia-
grama de equilíbrio. Aqui será apresentado o diagrama de equilíbrio Ferro-Carbono
que tem por objetivo mostrar as transformações das ligas de ferro e carbono em
função das temperaturas de aquecimento e o teor de carbono presente no ferro. A
Figura 2.21 mostra um exemplo de diagrama.
Figura 2.21 Diagrama de Equilíbrio Fe-C (VALE, 2011)
43
2.5.2 Fatores de influência
Taxa de aquecimento
As temperaturas para tratamentos térmicos, geralmente estão dentro do campo
austenítico, visando a completa austenitização do aço, conforme o diagrama da Figura
2.21. As velocidades ou taxas de aquecimento dependem da condutividade térmico
do aço, do tamanho e da forma do componente (MOREIRA e LEBRÃO, 2009)
Taxas de aquecimento muito altas podem resultar em distorções e taxas muito
baixas podem provocar o crescimento de grãos.
Tempo de permanência na temperatura de tratamento
Também conhecido como tempo de encharque, o tempo de permanência do
material na temperatura de tratamento térmico dá-se pela soma do tempo de
homogeneização e o tempo de transformação de fase (MOREIRA e LEBRÃO, 2009).
Várias equações empíricas são desenvolvidas para determinar o tempo de
permanência, uma delas é a Equação (2.6)
𝒕𝒑 = 𝟎, 𝟓. 𝒆𝒆𝒒 (2.6)
Onde:
𝑡𝑝 = tempo de permanência em [h]
𝑒𝑒𝑞 = espessura equivalente em polegadas [pol]. Para fornos com fontes de calor
em duas paredes, a espessura equivalente é metade da maior espessura do
componente em polegadas.
Exemplo: para um componente com espessura de 100 mm (~4 polegadas), a
espessura equivalente (𝑒𝑞) é 2 pol. e o tempo de permanência (𝑡𝑝) resulta em 1 h.
Taxa de resfriamento
A taxa de resfriamento determina a microestrutura final obtida no tratamento tér-
mico.
44
Atmosfera do forno
A presença de oxigênio no forno provoca oxidação do ferro e a descarbonetação
da superfície do aço. Esse fenômeno se manifesta a partir de 500°𝐶 e é prejudicial.
Por essa razão alguns fornos são dotados de injetores de gases inertes à base
𝑁2(𝑁𝑖𝑡𝑟𝑜𝑔ê𝑛𝑖𝑜) 𝑜𝑢 𝐴𝑟(𝐴𝑟𝑔ô𝑛𝑖𝑜) . Em alguns casos são utilizados casulos ou cápsulas
de material rico em carbono para evitar a descarbonetação (MOREIRA e LEBRÃO,
2009).
2.5.3 Tipos de tratamentos térmicos mais comuns
a) Recozimento
Tem por finalidade remover tensões decorrentes de tratamentos mecânicos a
frio ou a quente, reduzir dureza, aumentar a usinabilidade, facilitar o trabalho a frio,
regularizar a textura bruta de fusão e eliminar efeitos de quaisquer tratamentos
térmicos anteriores.
Alívio de Tensões ou Recozimento subcrítico
Tem como objetivo a redução de tensões residuais provenientes dos processos
de fabricação ou adquiridas durante o serviço. As tensões residuais mais comuns são,
tensões de soldagem, tensões de conformação mecânica (encruamento), tensões de
solidificação (fundidos), tensões de usinagem, tensões criadas por absorção de
hidrogênio durante operações de galvanização.
O tratamento é realizado em temperaturas abaixo do limite inferior da zona crítica
Figura 2.21, usualmente 600ºC. Em peças temperadas e revenidas, o alívio de
tensões é realizado em temperaturas abaixo da empregada no revenimento. O tempo
de permanência varia de 1 até 100h, dependendo das dimensões do material e o
resfriamento é feito ao ar.
Recozimento Pleno
45
No recozimento pleno tem-se o aquecimento acima da zona crítica até a total
austenitização, em seguida o resfriamento é lento dentro do forno, conforme ilustra o
Diagrama TTT - Temperatura – Tempo – Transformação mostrado na Figura 2.22.
Figura 2.22 Curva TTT para recozimento pleno (MOREIRA e LEBRÃO, 2009).
A microestrutura obtida será de perlita grossa + ferrita pró-eutetóide para aços
hipoeutetóides ou perlita grossa e cementita pró-eutetóide para aços hipereutetóides.
A fase de resfriamento é feita dentro do forno, deixando a peça resfriar-se na
taxa de resfriamento do forno.
b) Normalização
Esse tipo de tratamento térmico visa o refino de grãos e homogeneizar a micro-
estrutura de produtos conformados a quente. Também auxilia na melhoria da
usinabilidade.
Consiste no aquecimento da peça a temperaturas acima da zona crítica,
manutenção nessa temperatura até o completo encharque e resfriamento ao ar.
c) Têmpera
46
Visa melhorar a resistência do material ao desgaste. O processo resulta na
Martensita, um constituinte metaestável e endurecido do aço.
O procedimento para têmpera consiste em aquecer o material acima da sua zona
crítica, mantê-lo nessa temperatura até a completa homogeneização e em seguida
resfria-lo de maneira forçada usando água ou óleo de têmpera.
d) Revenimento
Geralmente esse tratamento acompanha a têmpera e visa aliviar ou remover as
tensões adquiridas na têmpera e corrigir a dureza e a fragilidade da peça, aumentando
a resistência ao desgaste e conferindo mais tenacidade ao material.
Após a têmpera procede-se o aquecimento do material a temperaturas inferiores
às críticas, tempo de permanência para permitir a homogeneização e posterior
resfriamento lento (MOREIRA e LEBRÃO, 2009).
2.6 Dureza Vickers
O ensaio de Dureza Vickers consiste na imposição de uma carga, na superfície
do material a ser testado, com uma ferramenta chamada endentador, o qual é feito de
diamante e tem formato de uma pirâmide de base quadrada e ângulo de 136º entre
as faces opostas, como mostra a Figura 2.23. A referida carga pode variar entre 1 a
100 kgf (BERTOL, 2009). Após a retirada da carga, medem-se as diagonais da en-
dentação formada e o valor da dureza é fornecido pela razão entre carga aplicada e a
área da impressão, conforme mostra a equação (2.7) (BERTOL, 2009).
Figura 2.23 Endentador utilizado no ensaio de dureza Vickers (COZACIUC, 1995)
47
𝐻𝑉 = 1,8544 𝑥𝑃
𝑑2 (2.7)
Onde:
𝐻𝑉 − Dureza Vickers [𝑘𝑔𝑓
𝑚𝑚2]
𝑃 − Carga Aplicada [𝑘𝑔𝑓]
𝑑 − Média das diagonais da endentação [𝑚𝑚2].
2.6.1 Microdureza Vickers
O ensaio de microdureza Vickers é derivado do ensaio de dureza de mesmo nome. A
diferença entre eles está na carga utilizada para o teste, na dureza Vickers as cargas
variam entre 1 kgf e 100 kgf. Já na microdureza essas cargas são menores que 1kgf.
Outro ponto que distingue os dois ensaios é o método de medição das endentações,
na microdureza utiliza-se um microscópio para realizar as medições (BERTOL, 2009).
2.6.2 Representação do Resultado do Ensaio
Representa-se o valor da dureza, acompanhado do símbolo HV e de um número
que expressa o valor da carga aplicada. Por exemplo, 296 HV 10. O número 296 indica
o valor da dureza na escala Vickers e 10 é o valor da carga em kgf.
O tempo de aplicação da carga normalmente varia de 10 a 15 segundos. Se for
necessário aplicar a carga por um valor diferente de tempo, esse deve ser expresso
após o valor da carga, separado por uma barra (/). Exemplo: 230 HV 40/20 – Dureza
230 – Carga 40 kgf e tempo de carga aplicada 20 segundos (COZACIUC, 1995).
2.6.3 Vantagens do ensaio de Dureza Vickers
O ensaio Vickers é representado por uma escala contínua de dureza, fornecendo
todas as gamas de valores de dureza numa única escala.
As impressões são extremamente pequenas e, na maioria dos casos, não inuti-
lizam as peças, mesmo as acabadas.
O penetrador é praticamente indeformável, por ser feito de diamante, além disso,
o ensaio pode ser aplicado em materiais de qualquer espessura e também medir
durezas superficiais, no caso da microdureza.
48
2.7 Ensaio de Tração
Consiste na aplicação de uma carga uniaxial crescente em um corpo de prova
até a ruptura. É um ensaio largamente utilizado no setor metalomecânico, em função
das suas vantagens, tais como fornecer dados quantitativos das propriedades
mecânicas do material ensaiado e devido à simplicidade do teste desde que se tenha
o equipamento adequado (DAUCIN, 2007).
Durante o ensaio, as deformações sofridas pelo material são distribuídas
uniformemente ao longo de todo o corpo de prova. Esse comportamento se mantém
durante quase todo o teste, variando apenas quando se atinge o limite de resistência
do material. Até que se atinja esse limite, é possível aumentar a carga gradativamente,
com velocidade relativamente lenta o suficiente para coletar dados sobre a resistência
do material (DAUCIN, 2007).
2.7.1 Ensaio Convencional
Corpos de Prova
Os corpos de prova para ensaio de tração obedecem à normas de construção.
A principal delas é a ASTM A370 – 07a – Standard Test Methods and Definitions
for Mechanical Testing of Steel Products, na tradução literal seria
aproximadamente: Métodos para Ensaios e Definições para ensaios mecânicos de
produtos em aço.
Os formatos de seção transversal podem ser variados, no entanto o mais comum
é o de seção circular. O diâmetro padrão é aproximadamente D = 12,5 mm e o
comprimento útil para ensaio deve ser de pelo menos 4 vezes o valor do diâmetro G
= 50 mm. Tais valores podem ser alterados proporcionalmente em função de
necessidades de projeto. A Figura 2.24 mostra o desenho de um corpo de prova
padrão e um quadro com as dimensões normalizadas para ensaio de tração. A cota
A corresponde ao comprimento de seção reduzida. A cota G representa o
comprimento de avaliação da deformação. A cota R fornece o valor mínimo de raio de
concordância para evitar concentradores de tensão em cantos de 90º. E por último a
cota D fornece o valor de diâmetro nominal para realização do teste.
49
Figura 2.24 Dimensões padrão para corpos de prova cilíndricos (ASTM A 370 - 07A, 2007).
Gráfico Tensão x Deformação
Durante o ensaio de tração, a máquina fornece um gráfico que mostra as rela-
ções entre as cargas aplicadas e as deformações ocorridas durante o ciclo. No
entanto, a relação interessante para determinação de propriedades mecânicas é entre
a tensão e a deformação (DAUCIN, 2007).
A Equação (2.8) fornece a tensão através da razão entre carga aplicada e área
da seção transversal do corpo de prova. Aplicando a equação descrita é possível se
obter o gráfico da Figura 2.25, conhecido como tensão-deformação (DAUCIN, 2007).
𝜎 =𝐹
𝑆0 (2.8)
50
Figura 2.25 Gráfico Tensão x Deformação convencional (DAUCIN, 2007).
Identificação dos pontos e regiões do gráfico:
Origem – Ponto A – Região elástica do material;
Ponto A – Limite elástico do material e logo acima, limite de proporcionalidade;
Ponto A – Ponto B – Região de escoamento;
Ponto B – Início da fase elasto-plástica do material;
Ponto B – Ponto U – Região de encruamento;
Ponto U – Limite de Resistência;
Ponto U – Ponto F – Região de encruamento não-uniforme;
Ponto F – Limite de Ruptura.
a) Região de comportamento elástico
Corresponde à região da origem até o ponto A da Figura 2.25. Até este ponto,
considera-se que a deformação sofrida em função da carga aplicada, será totalmente
recuperada ao cessar-se a força (DAUCIN, 2007).
Na fase elástica os metais obedecem à Lei de Hooke, conforme Equação (2.9).
Suas deformações são diretamente proporcionais às tensões aplicadas
51
𝜎 = 𝐸. 𝜖 (2.9)
A constante de proporcionalidade “E”, representa o módulo de Young, ou módulo
de elasticidade. Indica a rigidez do material. Quanto maior for o módulo de Young,
menor será a deformação elástica do material. Tal deformação é dada pela Equação
(2.10).
𝜖 =𝑙 − 𝑙0
𝑙0 (2.10)
Onde:
𝑙0 = comprimento inicial
𝑙 = comprimento final para cada carga aplicada.
b) Limite de Proporcionalidade
O comportamento elástico do material é limitado ao Ponto A, logo acima encon-
tra-se o ponto A’, como mostra a Figura 2.26, a partir do qual a deformação deixa de
ser proporcional à carga aplicada.
c) Região de comportamento plástico
Acima de uma certa tensão, inicia-se o processo de deformação plástica do
material, isto é, ocorrem deformações irreversíveis. A região na qual estas
deformações passam a ser significativas é chamada de limite de escoamento.
Durante a deformação plástica, a tensão necessária para continuar a deformar
um metal aumenta até um ponto máximo, chamado de limite de resistência à tração,
no qual a tensão é a máxima na curva tensão-deformação de engenharia. Se esta
tensão for mantida ocorrerá a ruptura do material, pois a partir do limite de resistência
começa a se surgir a estricção, uma redução gradativa de área, que levará o material
à fratura no ponto chamado de limite de ruptura.
d) Limite de Escoamento
52
O escoamento é um fenômeno local, que se caracteriza por um aumento
relativamente grande na deformação, combinado à uma pequena variação na tensão.
Isso se dá no início da fase plástica e durante o escoamento as cargas oscilam entre
valores muito próximos. A Figura 2.26 ilustra a região do gráfico que representa o
escoamento.
e) Limite de Resistência à tração
Valor de tensão que corresponde ao ponto de máxima carga aplicada no ensaio.
Durante o escoamento ocorre o encruamento do material, que provoca o
endurecimento do material como foi dito no item 2.4 deste trabalho. O material passa
a exigir cargas maiores para se deformar e nessa fase a tensão sobe até um ponto
máximo chamado limite de resistência. A Figura 2.26 mostra o ponto B evidenciando
a região do limite de resistência.
f) Limite de Ruptura
Mantendo-se a carga após atingido o limite de resistência o material se rompe
no chamado limite de ruptura. A Figura 2.26 ilustra o Ponto C como sendo o
momento em que ocorre a fratura total do material ensaiado. Pode-se notar que o
valor de tensão na ruptura é menor que no limite de resistência, isso se dá em razão
da estricção, ou seja, a redução de área sofrida pelo material após atingido o limite de
resistência.
A Figura 2.26 mostra o gráfico tensão-deformação com todas as regiões
apresentadas.
53
Figura 2.26 Regiões do gráfico tensão-deformação (DAUCIN, 2007).
Fratura
Momento da separação ou fragmentação de um corpo em duas ou mais partes,
sob a ação de uma tensão e pode ser considerada como sendo constituída da nucle-
ação e propagação da trinca. Classifica-se em duas categorias: fratura dúctil e frágil.
A fratura dúctil, como mostra a Figura 2.27, é caracterizada pela ocorrência de
uma apreciável deformação plástica.
54
Figura 2.27 Fratura dúctil em um ensaio de tração (DAUCIN, 2007).
Já a fratura frágil nos metais é caracterizada pela rápida propagação da trinca,
sem nenhuma deformação macroscópica. A Figura 2.28 apresenta um material
ensaiado que teve o comportamento frágil. Observa-se que não houve deformação
aparente e caso seja levado ao microscópio, verificar-se-á mínima micro deformação.
Figura 2.28 Fratura frágil (DAUCIN, 2007).
55
2.8 Rugosidade
Rugosidade é o conjunto de desvios microgeométricos que ocorrem na superfí-
cie do material, ora caracterizados como picos, ora como vales. A norma NBR ISO
4287/2002 estabelece os parâmetros para determinação da rugosidade de
superfícies. A Figura 2.29 mostra o perfil efetivo de uma superfície após um
determinado processo de fabricação.
Figura 2.29 Perfil efetivo, obtido com impressora de rugosímetro (SECCO, VIEIRA e GORDO, 1996)
2.8.1 Composição da Superfície
As superfícies são compostas por elementos distintos. A Figura 2.30 ilustra tais
elementos.
a) Rugosidade ou textura primária
Irregularidades causadas pelo processo de fabricação, conforme a Figura 2.30,
são impressões deixadas pela ferramenta usada no processo (fresa, pastilha,
laminador, trefila, etc).
b) Ondulação ou textura secundária
Conjunto de irregularidades causada por vibrações ou deflexões do sistema de
produção ou posterior tratamento térmico, a Figura 2.30 ilustra essas imperfeições.
c) Orientação das irregularidades
56
É a direção dos componentes da textura, que podem ser periódicos, quando os
sulcos têm direções definidas, ou aperiódicos, quando os sulcos não têm direções
definidas.
d) Passo das irregularidades
É a medida das distâncias entre as saliências. A Figura 2.30 mostra que D1 é o
passo da textura primária e D2 é o passo da textura secundária.
e) Altura das irregularidades ou amplitude das irregularidades
Examinada somente na textura primária, Figura 2.30.
Figura 2.30 Composição da Superfície (SECCO, VIEIRA e GORDO, 1996)
2.8.2 Comprimento de amostragem
A Figura 2.31 Apresenta lm como comprimento de avaliação, le como compri-
mento de amostragem, também chamado de cut-off nos aparelhos de medição de
rugosidade (rugosímetros). E lt é a distância total percorrida pelo apalpador do
rugosímetro.
57
Figura 2.31 Comprimentos para avaliação da rugosidade (SECCO, VIEIRA e GORDO, 1996).
2.8.3 Parâmetros de rugosidade
As superfícies de peças podem ter perfis bastante variados e graus de
acabamento também. Essas diferenças, em alguns casos, exigem formas de
avaliação de rugosidade específicas. Para resolver essa questão, existem diversos
parâmetros de medição.
a) Rugosidade média Ra (roughness average)
É a média aritmética dos vários parâmetros 𝑦𝑖 tomados na superfície da peça. A
Figura 2.32 exemplifica tais parâmetros y e a equação (2.11) mostra a equação de
cálculo da rugosidade Ra.
Figura 2.32 Obtenção do parâmetro de rugosidae Ra (SECCO, VIEIRA e GORDO, 1996).
58
𝑅𝑎 =𝑦1 + 𝑦2 + ⋯ + 𝑦𝑛
𝑛= [𝜇𝑚] (2.11)
A Tabela 2-3 relaciona os valores de Ra, dados em micrometros com os números
de classe de acordo com a norma NBR 8404/1984.
Tabela 2-3 Valores de rugosidade Ra e números de classe (SECCO, VIEIRA e GORDO, 1996).
b) Parâmetro Rz
Valor de rugosidade obtido a partir da média dos cinco valores de rugosidade
parcial (𝑍𝑖). A rugosidade parcial 𝑍𝑖 é a medida entre os pontos de maior afastamento
acima e abaixo da linha média, conforme ilustra a Figura 2.33. A equação (2.12) mos-
tra como obter o valor de Rz para uma determinada amostra.
𝑅𝑧 =𝑍1 + 𝑍2 + 𝑍3 + 𝑍4 + 𝑍5
5= [𝜇𝑚] (2.12)
(valor em 𝝁𝒎)
59
Figura 2.33 Obtenção do parâmetro de rugosidade Rz (SECCO, VIEIRA e GORDO, 1996).
60
3 Materiais e Métodos
3.1 Estrutura dos experimentos
O trabalho foi baseado no planejamento de experimentos e teve sua estrutura
organizada conforme a Figura 3.1. Primeiramente foram realizados os ensaios no ma-
terial como recebido, ou seja, no material trefilado de fábrica. Num segundo momento
foram realizados os ensaios no material após receber o tratamento térmico de
recozimento.
Nos dois casos foram realizados ensaios nas seguintes configurações:
Material Trefilado: Sem Encruamento (Liso);
Material Trefilado: Após Shot Peening;
Material Recozido: Sem encruamento (Liso);
Material Recozido: Após Shot Peening;
Material Recozido: Após pré carga de 20% acima da tensão de
escoamento.
Os ensaios realizados foram de Microdureza Vickers, Tração, Rugosidade e
Fadiga por flexão rotativa. O tópico 3.3 trata da caracterização dos ensaios.
Figura 3.1 Esquema da estruturação dos experimentos (PRÓPRIO AUTOR)
61
3.2 Caracterização de ensaios e Tratamentos complementares
3.2.1 Shot Peening (Jateamento com Granalhas)
Caracterização das Granalhas
As granalhas utilizadas no processo de jateamento foram selecionadas conforme
norma MIL-S-13165C. A granalha S330 se mostrou mais adequada, em função de
suas dimensões e da facilidade de ser encontrada nas empresas que realizam jatea-
mento.
Além das características já citadas no item 2.4.3, existe também o parâmetro de
energia de impacto das granalhas, diretamente afetado pela massa da partícula e da
velocidade de colisão da mesma com o corpo jateado. Imediatamente, antes de
colidirem contra o alvo, as partículas estão dotadas de energia cinética, que é
diretamente proporcional à massa da partícula e ao quadrado da velocidade, conforme
a equação (3.1):
𝐸𝑐 =1
2𝑚𝑣2 (3.1)
Onde, 𝑚 =massa da partícula e 𝑣 = velocidade de colisão.
A massa de uma partícula é dada pela relação expressa na equação (3.2):
𝑚 = 𝜌𝜋𝑟3
3 (3.2)
Onde 𝜌 é a massa específica do material da granalha.
Portanto, a energia cinética de uma partícula é dada pela relação:
𝐸𝑐 =1
6𝜌. 𝜋. 𝑟3. 𝑣2 (3.3)
A Tabela 3-1 relaciona a dimensão da granalha com a energia de impacto
aproximada no momento da colisão.
62
Tabela 3-1 – Relação entre dimensão da granalha, quantidade de partículas por kg e energia de impacto relativa (TUPY S.A., 2016)
Máquina de jateamento
A Figura 3.2 mostra a parte externa da máquina de jateamento utilizada para o
shot peening nos corpos de prova desse trabalho. Essa máquina é da marca
Pangborn, seu modelo é o ES1684, também conhecida como gancheira.
Figura 3.2 – Máquina de Jateamento de Granalha tipo turbina (PRÓPRIO AUTOR).
É composta por duas turbinas de 8 pás modelo 180 4RK, com 448 mm de
diâmetro (WHEELABRATOR GROUP, 2011) como mostra a Figura 3.3.
63
Cada turbina dessa máquina alcança cerca 2250 rotações por minuto com um
motor de 30 cv (WHEELABRATOR GROUP, 2011)
Figura 3.3 Rotor da turbina 180 4RK da máquina de jateamento (WHEELABRATOR GROUP, 2011).
3.2.2 Caracterização do encruamento por Pré Carga
Para realização do encruamento por pré carga nos corpos de prova, foi feita uma
média dos valores de tensão de escoamento, obtidos nos ensaios de tração. Em
seguida essa média foi acrescida de 20% para se obter a tensão que se pretendia
impor nos corpos de prova de fadiga. A Tabela 3-2 exemplifica o cálculo realizado
para se encontrar o valor da carga de tração a ser imposta no corpo de prova de
fadiga.
Tabela 3-2 Exemplo de Cálculo do Valor de Pré Carga (PRÓPRIO AUTOR)
Média Escoamento
(𝑴𝑷𝒂)
Aumento de
20% (𝑴𝑷𝒂)
Corpo de
Prova
Diâmetro
(𝒎𝒎)
Área
(𝒎𝒎𝟐)
Carga
(𝑵)
Carga
(𝑲𝒈𝒇)
329 MPa 395 MPa CP1 5,30 22,06 8714 888
No exemplo acima, o valor de carga encontrado foi de 888 kgf. O corpo de prova
1 foi levado à máquina de ensaio de tração e tracionado até esse valor de carga,
permaneceu nessa condição por 1 (um) minuto e em seguida a carga foi retirada.
64
3.2.3 Caracterização do Tratamento térmico de recozimento
Uma parte dos corpos de prova foi submetida ao tratamento térmico de
recozimento pleno, conforme o item 2.5.3 explica.
O recozimento de 12 corpos de prova de fadiga e outros 6 corpos de prova de
tração foi realizado em um forno semelhante ao da Figura 3.4. O equipamento foi
ajustado para uma temperatura de 900 ºC, aguardou-se a estabilização e em seguida
foram inseridos os corpos de prova. O material foi acondicionado em cápsulas de aço
carbono, conforme mostra a Figura 3.5, para evitar a descarbonetação durante o
recozimento, devido a atmosfera oxidante presente dentro do forno.
Figura 3.4 Forno para tratamento térmico tipo mufla - Marconi (PRÓPRIO AUTOR)
Figura 3.5 Cápsula de aço carbono para acondicionar corpos de prova (PRÓPRIO AUTOR).
O recozimento obedeceu ao seguinte procedimento:
Aquecimento do forno acima da zona crítica do aço, aproximadamente
900 ºC;
Tempo de espera para estabilização;
Colocação do material no interior do forno;
Tempo para estabilização da temperatura;
65
Após a estabilização, o material foi deixado no interior do forno por um
tempo equivalente a 20 minutos para cada 10 mm de diâmetro da cápsula.
Como a cápsula media 38 mm, o material ficou durante 1h e 20 min (Uma
hora e vinte minutos) com o forno aquecido. Esse período é necessário
para a completa transformação de fase do material (austenitização);
Após o tempo de austenitização ou tempo de encharque do material, o
forno foi desligado;
O material foi resfriado dentro do forno na taxa de resfriamento do mesmo.
3.2.4 Caracterização do Teste de rugosidade
Para avaliar uma possível influência da rugosidade na vida em fadiga dos corpos
ensaiados, foi realizada a medição da rugosidade em algumas amostras. Basicamente
1 (um) corpo de prova submetido ao shot peening e 1 (um) corpo de prova lixado com
granulometria 600, tiveram a rugosidade avaliada.
3.3 Caracterização dos Ensaios
Com o objetivo de realizar comparações entre as diferentes configurações
apresentadas no esquema da Figura 3.1, os ensaios serão caracterizados
individualmente, a fim de se evidenciar a padronização dos ensaios e eventualmente
se estabelecer os impactos de possíveis diferenças entre a metodologia de aplicação
desses ensaios.
3.3.1 Microdureza Vickers
Nesse item serão feitas as considerações sobre o Ensaio de Microdureza Vickers
realizado em cada uma das configurações do material estudado.
a) Microdureza: Aço Trefilado Sem Encruamento (Liso)
O ensaio de dureza foi realizado no aço ABNT 1045, trefilado, sem receber
nenhum tipo de encruamento (liso). A Figura 3.6 mostra o material após o
embutimento para o ensaio de microdureza, a amostra foi extraída de um corpo de
prova de tração, reaproveitado para fornecer os resultados de dureza.
66
Figura 3.6 Aço ABNT 1045 – Trefilado sem encruamento (liso) (PRÓPRIO AUTOR).
Microdurômetro
O equipamento utilizado foi o Microdurômetro Ótico Wolpert Nº 62279. A Figura
3.7 mostra o equipamento do LAMAT – Laboratório de Ensaios e Análises em
Materiais do SENAI/CETEF Itaúna. O Certificado de Calibração do microdurômetro
encontra-se no Anexo A desse trabalho.
Figura 3.7 Microdurômetro Ótico Wolpert do LAMAT Senai (PRÓPRIO AUTOR).
Para realização do ensaio foi utilizado um penetrador de diamante de base pira-
midal. A força aplicada foi de 4,902 N, equivalente à uma carga de 500 g. A
67
temperatura no laboratório era 24ºC, nenhum reagente foi aplicado e o aumento para
medição foi 400x. A norma utilizada como referência para o teste foi a ABNT NBR NM
ISSO 6507-1:2008. Foram realizadas 5 impressões com 0,5 kgf durante 20 segundos
cada.
b) Microdureza: Aço Trefilado Encruado por Shot Peening
O ensaio de Microdureza também foi realizado no material trefilado após sofrer
encruamento superficial por Shot Peening. A Figura 3.8 mostra o material embutido
para realização do ensaio, este também foi extraído de um corpo de prova de tração
e reaproveitado para dureza na configuração trefilado e encruado por Shot Peening.
Figura 3.8 Aço ABNT 1045 - Trefilado e encruado por Shot Peening (PRÓPRIO AUTOR).
As condições do ensaio foram as mesmas do Trefilado sem encruamento,
variando apenas a localização dos pontos no corpo de prova, os quais foram tomados
no diâmetro menor, por ser este o diâmetro que sofreu o processo de jateamento de
granalhas.
c) Microdureza: Aço Recozido sem encruamento (liso recozido).
O Aço ABNT 1045 – recozido e sem encruamento (liso recozido) da Figura 3.9,
foi ensaiado no mesmo equipamento já citado anteriormente, sob o mesmo valor de
carga (0,5 kgf) e o mesmo tempo de exposição à carga (20 segundos).
68
Figura 3.9 Aço ABNT 1045 – Recozido e sem encruamento (liso recozido) (PRÓPRIO AUTOR).
Algumas condições variaram, como por exemplo, a temperatura no laboratório
era de 23 ºC no momento desse ensaio e o material utilizado dessa vez não foi apro-
veitado do ensaio de tração, foi utilizado um tarugo em bruto. No entanto, devido ao
tratamento de polimento em nível de ensaio metalográfico e em função da variação
mínima de temperatura, não se observaram variações nos resultados por esses
motivos.
O ensaio foi realizado em 5 pontos de impressão, semelhante aos citados
anteriormente. Porém a foto tirada contemplou apenas 3 pontos com o objetivo de
melhorar a nitidez dos pontos, pode-se observar que a escala está menor, 500
mícrons por centímetro, o que proporciona melhor visualização do resultado.
d) Microdureza: Aço Recozido encruado por Shot Peening
O ensaio de dureza também foi realizado no Aço ABNT 1045 – Recozido e
encruado por Shot Peening. Semelhante aos demais, foram tomados 5 pontos e a
Figura 3.10 mostra o material embutido utilizado para obtenção dos pontos.
Recozido sem
encruamento
69
Figura 3.10 Aço ABNT 1045 – Recozido e encruado por Shot Peening (PRÓPRIO AUTOR).
3.3.2 Ensaio de Tração
Nesse item são feitas as considerações acerca dos ensaios de tração realizados
em algumas das configurações apresentadas no esquema da Figura 3.1. O objetivo
dos ensaios foi avaliar se ocorreram alterações nas propriedades mecânicas do
material, em função dos diferentes tipos de tratamentos que este recebeu. O
certificado de calibração da máquina universal de ensaios encontra-se no Anexo B
desse trabalho.
Corpos de Prova de Tração
Os corpos de prova de tração foram usinados conforme a norma ASTM A-370.
Suas dimensões e respectivas tolerâncias podem ser observadas na tabela da Figura
3.11
Recozido com
shot peening
70
Figura 3.11 Dimensões do Corpo de Prova para Ensaio de Tração conforme ASTM A-370 (ASTM A 370 - 07A, 2007).
A usinagem dos corpos de prova de tração foi realizada em um torno mecânico
horizontal da marca Romi, modelo T 240, toda adaptada aos requisitos da NR12 do
MTE, gentilmente cedida pelo SENAI Unidade Divinópolis.
Máquina de Ensaio de Tração
A máquina utilizada durante os ensaios de tração foi uma EMIC DL 20000, como
mostra a Figura 3.12. Seu certificado de calibração encontra-se no Anexo B. É uma
máquina Universal de ensaios, eletromecânica, microprocessada. A máquina é do tipo
bi fuso autoportante, com duas colunas guias cilíndricas paralelas sendo que o
acionamento é realizado por fusos de esferas recirculantes.
71
Figura 3.12 Máquina Universal de Ensaios EMIC DL 20000 (PRÓPRIO AUTOR).
A faixa de velocidades de aplicação de cargas é 0,01 a 500 mm/min, sendo que
a medição de força aplicada ocorre através de células de carga intercambiáveis, onde
a célula padrão instalada é de 200 KN e a resolução de leitura de 10N (1kgf). A medi-
ção do deslocamento é realizada através de um sensor óptico (encoder), com
resolução de 0,01 mm.
3.3.3 Ensaio de Fadiga
O objetivo dos ensaios foi avaliar possíveis alterações na vida em fadiga do ma-
terial, nos diferentes níveis de deformação residual provocados pelos distintos
tratamentos.
a) Caracterização dos Corpos de Prova
Para realização dos ensaios de fadiga, foram usinados os corpos de prova
conforme a norma ASTM E1823 e o Handbook of Fatigue Testing STP 566 da ASTM.
72
A Figura 3.13 mostra o desenho do corpo de prova padronizado para o ensaio de
fadiga por flexão rotativa. A região de fratura recebeu polimento posterior até a
granulometria 600 a fim de se obter uma superfície lisa e livre de concentradores de
tensão.
Figura 3.13 Corpo de Prova para Ensaio de Fadiga por flexão rotativa (PRÓPRIO AUTOR).
Usinagem dos corpos de prova de fadiga
Para atingir melhor precisão dimensional e melhor acabamento superficial, os
corpos de prova de fadiga foram usinados em um torno à comando numérico
computadorizado (CNC) da marca Romi, modelo Centur 30D, a linguagem de
programação utilizada nessa máquina é a MACH 9. A programação para usinagem
dos corpos de prova foi realizada manualmente sem o auxílio de software CAD/CAM.
A máquina foi gentilmente cedida pelo SENAI Unidade Divinópolis na pessoa do
diretor Sr. Cristiano Ribeiro Ferreira Jácome.
b) Caracterização da máquina de ensaio de fadiga
O tipo de ensaio realizado foi de fadiga por flexão rotativa, para tal, foi desenvol-
vido um equipamento em parceria com o Centro Federal de Educação Tecnológica de
Minas Gerais – Unidade Divinópolis, na pessoa do Prof. Daniel Alves Costa. A Figura
3.14 mostra uma visão geral do equipamento que será melhor caracterizado nesse
item.
73
Figura 3.14 Visão Geral da máquina de ensaio de fadiga por flexão rotativa (PRÓPRIO AUTOR).
O equipamento desenvolvido para realizar os ensaios de fadiga tem sua
estrutura toda em aço carbono e os pés antivibração foram colocados para dar maior
estabilidade à máquina. Dentre os principais componentes da máquina, destacam-se
os seguintes:
Motor Assíncrono de 0,5 cv que alcança até 3600 rpm - Figura 3.15;
Acoplamento flexível para transmissão de movimento para os eixos -
Figura 3.15;
Mancais com rolamentos autocompensadores para eliminar efeitos de
desalinhamento - Figura 3.16;
Eixos em aço carbono 1030 de 11/2” de diâmetro - Figura 3.17;
Porta pinça para fixação do corpo de prova, modelo ER16A - Figura 3.18;
Encoder para contagem dos ciclos - Figura 3.19;
Motor 12 V e sistema de transmissão para o basculamento das mesas -
Figura 3.20;
Inversor de frequência para controle preciso da rotação - Figura 3.21;
Software de controle de basculamento e rotações - Figura 3.22;
74
Figura 3.15 Detalhe do Motor assíncrono 0,5 cv/3600 rpm e acoplamento (PRÓPRIO AUTOR).
Figura 3.16 Mancal de rolamento autocompensador (PRÓPRIO AUTOR).
Figura 3.17 Eixo de transmissão usinado em aço ABNT 1030 (PRÓPRIO AUTOR).
75
Figura 3.18 Detalhe do par de porta pinças com o corpo de prova fixado (PRÓPRIO AUTOR).
Figura 3.19 Encoder instalado no eixo oposto ao motor para contagem de ciclos (PRÓPRIO AUTOR).
76
Figura 3.20 Detalhe do conjunto de basculamento da mesa – motor, transmissão e braços (PRÓPRIO AUTOR)
Figura 3.21 Inversor de Frequência Micromaster 440 – SIEMENS (PRÓPRIO AUTOR).
77
Figura 3.22 Software para interface com a máquina de fadiga (PRÓPRIO AUTOR).
c) Funcionamento da máquina
Ao ligar o inversor de frequência, faz-se o ajuste da frequência desejada em
Hertz (Hz), para atingir a rotação necessária ao ensaio. O motor inicia o movimento
que é transmitido, por meio do acoplamento flexível, ao eixo de transmissão.
Com as duas mesas ainda na posição plana, inicia-se o basculamento. Tal mo-
vimento é dado pelo sistema ilustrado na Figura 3.20, onde o motor 12 V, ligado a
uma engrenagem redutora, provoca o giro do parafuso sem fim, este por sua vez
traciona os braços articulados que, soldados cada um em uma mesa, proporcionam a
inclinação desejada.
A inclinação é escolhida e comandada através do software, cuja interface é
mostrada na Figura 3.22.
Após o processo de flexão, dá-se início ao ensaio aumentando a rotação do
sistema para o valor apropriado e aguarda-se até a ruptura do corpo de prova.
d) Descrição do Ensaio de Fadiga
O ensaio de fadiga, na máquina apresentada, obedece aos seguintes passos:
É feita a marcação de centro e limites de fixação no corpo de prova, Figura
3.23;
78
O corpo de prova é fixado nos mandris observando-se os limites de
fixação, Figura 3.24;
Faz-se o alinhamento do centro do corpo de prova com o ponto central da
mesa da máquina, Figura 3.25;
A mesa é fixada através dos parafusos de aperto manual (manípulos),
Figura 3.25;
Um relógio comparador é posicionado na mesa para auxiliar no controle
do basculamento da mesa, Figura 3.26;
Após o zeramento do relógio comparador, o motor é ligado em baixa
rotação (5 Hz);
A baixa rotação é usada para uniformizar a flexão do corpo de prova e
diminuir o torque necessário para arrancada do motor durante o teste;
Faz-se o basculamento da mesa com o auxílio do software de controle. A
tecla Bend (dobrar) comanda a descida da mesa, Figura 3.27;
A descida da mesa será de aproximadamente 2,75 mm com tolerância de
+/- 0,1 mm;
Durante a descida, a rotação do corpo de prova está em torno de 300 rpm;
Retira-se o relógio comparador e faz-se o zeramento do software para
contagem de ciclos;
O inversor de frequência é ajustado para 40,5 Hz, ou seja, uma rotação
nominal de 2430 rpm, Figura 3.28;
A rotação efetiva é aferida com o auxílio de um tacômetro, Figura 3.29;
Com a rotação média em 2300 rpm, faz-se a marcação de hora, minutos
e segundos do início do ensaio, em planilha própria;
Aguarda-se a ruptura do corpo de prova para finalização do ensaio, são
tomados hora, minutos e segundos do término para contabilizar tempo
total e número de ciclos.
79
Figura 3.23 Detalhe da marcação do centro e limites de fixação (PRÓPRIO AUTOR)
Figura 3.24 Fixação dos corpos de prova nos mandris (PRÓPRIO AUTOR).
Figura 3.25 Centralização do corpo de prova na máquina (PRÓPRIO AUTOR).
80
Figura 3.26 Relógio comparador posicionado para controle do basculamento (PRÓPRIO AUTOR).
Figura 3.27 Software para controle do ensaio (PRÓPRIO AUTOR).
81
Figura 3.28 Ajuste do inversor de frequência para 40,5 Hz (PRÓPRIO AUTOR).
Figura 3.29 Aferição da rotação da máquina (PRÓPRIO AUTOR).
e) Ensaio de Fadiga para cada configuração do aço ABNT 1045
Em cada uma das configurações foram ensaiados 3 (três) corpos de prova, com
o objetivo de obter dados suficientes para um tratamento estatístico dos resultados. A
Figura 3.30 apresenta cada uma das configurações dos corpos de prova de fadiga do
aço ABNT 1045.
82
Figura 3.30 Corpos de prova de fadiga em cada configuração do aço ABNT 1045 a – Corpo de Prova Trefilado sem encruamento; b – Corpo de Prova Trefilado encruado por
shot peening; c – Corpo de Prova Recozido e sem encruamento; d – Corpo de Prova
Recozido e encruado por shot peening; e – Corpo de Prova Recozido e encruado por pré carga (PRÓPRIO AUTOR)
83
4 Resultados e Discussões
Neste capítulo serão apresentados os resultados e as discussões acerca de tais
resultados, bem como um tratamento estatístico baseado nas diferentes configura-
ções de ensaios a fim de verificar as influências de determinadas características, nos
valores alcançados. O capítulo será organizado conforme esquema da Figura 4.1,
portanto serão apresentados os resultados por tipo de ensaio em cada configuração
e em seguida serão feitas as discussões pertinentes.
Figura 4.1 Esquema de apresentação dos resultados (PRÓPRIO AUTOR).
4.1 Resultados dos ensaios de Microdureza Vickers
Neste tópico serão apresentados os resultados dos ensaios de microdureza
feitos nas configurações:
Tabela 4-1 - Trefilado sem encruamento;
84
Tabela 4-2 - Trefilado encruado por Shot Peening;
Tabela 4-3 - Recozido sem encruamento;
Tabela 4-4 - Recozido encruado por Shot Peening.
Tabela 4-1 Valores de microdureza Vickers para o aço trefilado sem encruamento (PRÓPRIO AUTOR).
Tabela 4-2 Valores de microdureza para o aço trefilado e encruado por Shot Peening (PRÓPRIO AUTOR).
Tabela 4-3 Valores de microdureza para o aço recozido sem encruamento (PRÓPRIO AUTOR).
Tabela 4-4 Valores de microdureza para o aço recozido encruado por Shot Peening (PRÓPRIO AUTOR).
Pontos Valores de Dureza
1 283
2 275
3 285
4 280
5 304
Trefilado sem encruamento
Pontos Valores de Dureza
6 285
7 283
8 283
9 283
10 293
Trefilado encruado por shot peening
Pontos Valores de Dureza
1 184
2 183
3 180
4 184
5 185
Recozido sem encruamento
Pontos Valores de Dureza
6 200
7 208
8 216
9 219
10 203
Recozido encruado por shot peening
85
4.1.1 Médias dos resultados de dureza por configuração
A fim de agrupar os dados dos ensaios de microdureza, foi elaborado um gráfico
das médias dos valores obtidos. Cada configuração foi ensaiada em cinco pontos dis-
tintos (impressões). A Figura 4.2 apresenta um gráfico das médias obtidas nas
impressões.
Figura 4.2 Gráfico das médias de dureza para cada configuração do aço ABNT 1045 (PRÓPRIO AUTOR).
4.2 Resultados dos ensaios de tração
Esse tópico será responsável por apresentar os resultados obtidos nos ensaios
de tração para as seguintes configurações do aço ABNT 1045:
Tabela 4-5 - Trefilado sem encruamento;
Tabela 4-6 - Trefilado encruado por Shot Peening;
Tabela 4-7 - Recozido sem encruamento;
Tabela 4-8 - Recozido encruado por Shot Peening;
285,4 285,4
209,2183,2
0
50
100
150
200
250
300
Trefilado semencruamento
Trefilado encruadopor shot peening
Recozido encruadopor shot peening
Recozido semencruamento
Mic
rod
ure
za H
V
Configuração do Material
Média dos Valores de Dureza Média de Microdureza Vickers
86
Tabela 4-5 Resultados do Ensaio de Tração do Aço trefilado sem encruamento (PRÓPRIO AUTOR).
Tabela 4-6 Resultados do Ensaio de Tração no aço trefilado encruado por Shot Peening
(PRÓPRIO AUTOR).
Tabela 4-7 Resultados do Ensaio de Tração no aço recozido sem encruamento (PRÓPRIO AUTOR).
Certificado CP DescriçãoDiâmetro
(mm)
Área seção
(mm2)
Limite de
Escoamento
(Mpa)
Limite de
Resistência
(Mpa)
Alongamento:
35 mm (%)
Estricção
(%)
237750 1Trefilado sem
encruamento8,69 59,31 904 958 13,5 38,9
237751 2Trefilado sem
encruamento8,56 57,55 905 968 13,4 37,8
237752 3Trefilado sem
encruamento8,76 60,27 888 952 13,9 43,4
Certificado CP DescriçãoDiâmetro
(mm)
Área seção
(mm2)
Limite de
Escoamento
(Mpa)
Limite de
Resistência
(Mpa)
Alongamento:
35 mm (%)
Estricção
(%)
237747 1Trefilado c/
shot peening8,7 59,45 904 956 13,9 41
237748 2Trefilado c/
shot peening8,59 57,95 893 945 12,8 39
237749 3Trefilado c/
shot peening8,61 58,22 878 958 13,5 42,8
Certificado CP DescriçãoDiâmetro
(mm)
Área seção
(mm2)
Limite de
Escoamento
(Mpa)
Limite de
Resistência
(Mpa)
Alongamento:
35 mm (%)
Estricção
(%)
238863 1Recozido sem
encruamento8,82 61,1 299 635 23,5 36,1
238864 2Recozido sem
encruamento8,7 59,45 301 630 23,1 35,4
238865 3Recozido sem
encruamento8,68 59,17 307 636 25,1 37
87
Tabela 4-8 Resultados do Ensaio de Tração no aço recozido e encruado por Shot Peening (PRÓPRIO AUTOR).
4.2.1 Médias dos resultados dos ensaios de tração
O gráfico da Figura 4.3 apresenta a média dos valores de tensão de escoamento
e limite de resistência, obtidos nos ensaios das configurações, trefilado sem encrua-
mento, trefilado pós shot peening, recozido sem encruamento e recozido pós shot
peening.
Figura 4.3 Médias das tensões de escoamento e de resistência para cada configuração (PRÓPRIO AUTOR).
Já o gráfico da Figura 4.4 apresenta as médias de alongamento a 35 mm e
estricção sofridos pelos corpos de prova em cada uma das configurações já
mencionadas acima.
Certificado CP DescriçãoDiâmetro
(mm)
Área seção
(mm2)
Limite de
Escoamento
(Mpa)
Limite de
Resistência
(Mpa)
Alongamento:
35 mm (%)
Estricção
(%)
238689 1Recozido com
shot peening8,82 61,1 329 625 26,7 39,5
238690 2Recozido com
shot peening8,58 57,82 326 630 26,7 39,2
238691 3Recozido com
shot peening8,69 59,31 325 628 21,9 38,4
88
Figura 4.4 Médias de alongamento e estricção dos corpos de prova de tração (PRÓPRIO AUTOR).
4.3 Resultados dos Testes de Rugosidade
Os testes de rugosidade foram realizados para os corpos de prova de fadiga com
jateamento, Figura 4.5 e lixados com granulometria 600, Figura 4.6. A Tabela 4-9
apresenta os resultados de rugosidade para os dois tratamentos superficiais.
Figura 4.5 Corpo de Prova Jateado usado no teste de rugosidade (PRÓPRIO AUTOR).
89
Figura 4.6 Corpo de prova lixado usado no teste de rugosidade (PRÓPRIO AUTOR).
Tabela 4-9 Resultados dos testes de rugosidade nos corpos de prova de fadiga (PRÓPRIO AUTOR)
4.4 Resultados dos Ensaios de Fadiga
Com o propósito de organizar os dados obtidos durante os ensaios foi montada
a Tabela 4-10 apresentada abaixo, contendo informações tais como, identificação do
corpo de prova, tempo ensaio, inclinação da mesa da máquina e número de ciclos,
tudo isso em função das diferentes configurações do mesmo material.
Corpo de Prova Ra (μm) Rz (μm)
Jateado (Figura 4.5) 8,15 38,7
Lixado Gran. 600 (Figura 4.6) 0,32 2,2
Parâmetro de Rugosidade
90
Tabela 4-10 Resultados dos Ensaios de Fadiga por Flexão Rotativa (PRÓPRIO AUTOR).
4.5 Discussões
O gráfico apresentado na Figura 4.7, correlaciona os valores de números de ci-
clos com os diferentes tratamentos realizados no aço ABNT 1045. A partir desse
gráfico serão discutidos alguns pontos em relação aos resultados.
CPTempo
(min)
Rotação da
MáquinaNº de Ciclos
Inclinação da
mesa (mm)
+/- 0,1 mm
Superfície
CP1 24 2302 55.248 2,82 Sem shot peening
CP2 24 2290 54.960 2,78 Sem shot peening
CP3 27 2284 61.668 2,76 Sem shot peening
CP4 24 2310 55.440 2,88 Shot Peening
CP5 24 2320 55.680 2,84 Shot Peening
CP6 24 2303 55.272 2,85 Shot Peening
CPTempo
(min)
Rotação da
MáquinaNº de Ciclos
Inclinação da
mesa (mm)
+/- 0,1 mm
Superfície
CP7 9 2300 20.700 2,85 Recozido e liso
CP8 9 2300 20.700 2,74 Recozido e liso
CP9 9 2293 20.637 2,82 Recozido e liso
CP10 9 2292 20.628 2,86 Recozido e Peenado
CP11 9 2302 20.718 2,78 Recozido e Peenado
CP12 12 2302 27.624 2,84 Recozido e Peenado
CP13 18 2290 41.220 2,74 Recozido e Encruado por tração
CP14 15 2295 34.425 2,79 Recozido e Encruado por tração
CP15 15 2298 34.470 2,77 Recozido e Encruado por tração
Recozido sem encruamento
Recozido e encruado por shot peening
Recozido e encruado por pré carga (20% acima da tensão de escoamento)
Ensaios de Fadiga - Trefilado
Ensaios de Fadiga - Recozido
Trefilado sem encruamento
Trefilado encruado por shot peening
91
Figura 4.7 Gráfico de Correlação da Vida em Fadiga com as diferentes configurações do Aço ABNT 1045 (PRÓPRIO AUTOR).
Para auxiliar na organização das linhas de discussão, o esquema da Figura 4.8
agrupa os três tipos de resultados, da vida em fadiga, mais importantes observados
após os ensaios. Baseado nesse esquema serão discutidos os ensaios que
corroboraram para entender os valores obtidos e as justificativas para os resultados
alcançado.
92
Figura 4.8 Esquema para definição das linhas de discussão (PRÓPRIO AUTOR).
93
4.5.1 Linha de Discussão 1
Observa-se, pelo gráfico da Figura 4.7, paridade entre os valores de vida em
fadiga para as duas configurações do aço ABNT 1045 trefilado. Estatisticamente é
possível se comprovar que mesmo o CP3, mostrado no detalhe da Figura 4.9, está
em conformidade com a afirmação de paridade entre os valores encontrados.
Figura 4.9 Gráfico de vida em fadiga para o aço ABNT 1045 trefilado (PRÓPRIO AUTOR).
Para se verificar a discrepância entre os valores, primeiramente calcula-se a mé-
dia e o desvio padrão. A Tabela 4-11 agrupa os valores de números de ciclos para a
configuração trefilada.
Tabela 4-11 Ciclos para o material trefilado (PRÓPRIO AUTOR)
Média dos valores da Tabela 4-11 - �̅� = 56378 𝑐𝑖𝑐𝑙𝑜𝑠
(4.1)
O desvio padrão da amostra apresentada na Tabela 4-11 é:
𝑠 = 2602,38 𝑐𝑖𝑐𝑙𝑜𝑠
Após a obtenção da média e desvio padrão, para identificar os pontos
discrepantes, faz o cálculo de z a partir da equação (4.2):
𝑧 =𝑥 − �̅�
𝑠 (4.2)
CP1 CP2 CP3 CP4 CP5 CP6
55.248 54.960 61.668 55.440 55.680 55.272
Trefilado Liso Trefilado com shot peening
94
A tabela apresenta os valores de z calculado para o número de ciclos de cada
corpo de prova na configuração trefilada.
Tabela 4-12 Cálculo de z para determinação de discrepância (PRÓPRIO AUTOR). Adaptado de (GRUBE e GERHARD, 2012)
Os valores obtidos devem ser comparados com o valor de Zd, que é o limite
discrepante, conforme a Tabela 4-13.
Tabela 4-13 Limite discrepante (Zd) em função do número de amostras (N) (GRUBE e GERHARD, 2012).
Conforme a Tabela 4-13 os valores de z que forem maiores que Zd,
considerando o número de amostras N, estarão discrepantes. Entretanto antes de se
estabelecer a comparação entre os valores, é necessário se determinar a diferença
admissível “d”, que é a maior diferença ainda considerada insignificante (GRUBE e
GERHARD, 2012). Para ensaios de fadiga é razoável se considerar erros próximos a
20% (vinte por cento) em relação à média.
𝑑 = �̅� . 20% = 56378𝑥0,2 = 11276 𝑐𝑖𝑐𝑙𝑜𝑠
O valor máximo ainda não considerado discrepante será a soma da média com
a diferença admissível:
�̅� + 𝑑 = 56378 + 11276 = 67654 𝑐𝑖𝑐𝑙𝑜𝑠
z
CP1 -0,43422
CP2 -0,54489
CP3 2,032752
CP4 -0,36044
CP5 -0,26822
CP6 -0,42499
95
Posto isso, verifica-se que mesmo o ponto referente ao corpo de prova 3
(CP3), ainda é válido para afirmação de que houve paridade entre a vida em fadiga
dos corpos de prova trefilados sem encruamento e trefilados encruados por shot pe-
ening.
Apresenta-se, também, o fato de que o processo de jateamento, no material
trefilado, não provocou aumento do limite de fadiga. Os resultados de dureza
apresentados no item 4.1.1 sustentam a hipótese de que o material já se encontrava
muito duro antes mesmo de receber o shot peening e isso contribuiu para que a vida
em fadiga se mantivesse inalterada. A Figura 4.10 destaca os valores de dureza das
duas configurações.
Figura 4.10 Destaque para os valores de dureza do material trefilado (PRÓPRIO AUTOR).
4.5.2 Linha de discussão 2
Após sofrer recozimento, observou-se uma redução da vida em fadiga do mate-
rial em relação ao trefilado de fábrica. O gráfico da Figura 4.7 evidencia a diminuição
do número de ciclos. Alguns fatores contribuem para explicar esse fenômeno como,
diminuição da dureza do material após recozimento e redução dos valores de tensão
de escoamento e limite de resistência do aço após receber o tratamento térmico.
O gráfico da Figura 4.11 mostra a regressão nos valores de dureza após o
tratamento térmico.
96
Figura 4.11 Gráfico indicativo de redução na dureza do material após recozimento (PRÓPRIO AUTOR)
O gráfico da Figura 4.12 mostra a redução no limite de escoamento do aço 1045
após sofrer tratamento térmico, já o gráfico da Figura 4.13 apresenta a redução no
limite de resistência. Ambos os fenômenos corroboram com os resultados de redução
da vida em fadiga do material recozido, pois a fadiga é proporcional aos limites de
escoamento e resistência (SHIBATA, 2002)
Figura 4.12 Gráfico evidenciando redução no limite de escoamento após recozimento (PRÓPRIO AUTOR).
97
Figura 4.13 Gráfico com valores de limite de resistência antes e após recozimento (PRÓPRIO AUTOR).
4.5.3 Linha de Discussão 3
A Figura 4.14 mostra o destaque para os corpos de prova recozidos. Pode-se
observar que não houve alteração na vida em fadiga dos corpos submetidos ao pro-
cesso de shot peening, mesmo estes tendo apresentado aumento da dureza
superficial, como mostrado no tópico 4.1 deste trabalho.
Dois fatores contribuem para a situação apresentada:
Os limites de resistência e de escoamento se mantiveram praticamente
inalterados para o material recozido sem encruamento e o recozido com
shot peening e o limite de fadiga é proporcional a estes valores
(SHIBATA, 2002).
O processo de shot peening, conforme apresentado no item 4.3,
aumentou significativamente os níveis de rugosidade do material e tal
fenômeno pode ter anulado o incremento de resistência superficial
(SCURACCHIO, 2012). A Figura 4.15 apresenta uma correlação entre o
acabamento superficial e o limite de resistência à fadiga.
98
Figura 4.14 Detalhe da vida em fadiga do material recozido (PRÓPRIO AUTOR)
Figura 4.15 Influência do tipo de acabamento no limite de resistência à fadiga (SCURACCHIO, 2012).
4.5.4 Linha de Discussão 4
A fim de compreender melhor o encruamento do material com pré-carga, este
ensaio foi simulado em software baseado no Método dos Elementos Finitos. Como a
simulação envolve o regime plástico do material (encruamento) as simulações foram
99
feitas no software comercial Hypermesh/RADIOSS, que possui formulação robusta o
suficiente para lidar com a não linearidade material do evento.
A Figura 4.16 mostra a malha do corpo de prova discretizado em elementos
sólidos. Na extremidade esquerda foram atribuídas condições de contorno de engaste
e na extremidade direita, imposta uma força (carregamento e descarregamento)
conforme os dados da Tabela 3-2.
Figura 4.16 Corpo de prova de fadiga discretizado em elementos sólidos (PRÓPRIO AUTOR).
A Figura 4.17 mostra os resultados das tensões axiais (xx) no início do
carregamento (a), no momento de força máxima (b) e após o descarregamento (c). É
possível notar que após o descarregamento, há tensões compressivas (xx ≅
− 7 𝑀𝑃𝑎) na região de menor diâmetro da amostra.
(a)
(b)
Engaste
Força
100
Figura 4.17 Simulação do ensaio de tração: (a) início, (b) com carga máxima e (c) após o descarregamento (PRÓPRIO AUTOR).
A fim de estimar as tensões axiais durante o ensaio de fadiga, foi simulado um
ensaio de flexão nas amostras. A Figura 4.18a mostras as tensões xx para uma
amostra sem tensões residuais, ou seja, sem a pré-carga. Já a Figura 4.18b mostra
as tensões xx para uma amostra com pré-carga (simulação feita na amostra da Figura
4.17b). Para a amostra sem pré-carga, as tensões máximas foram de
aproximadamente xx = ±96 MPa (positivo na região trativa e negativo na região
compressiva). Para a amostra com pré-carga, a tensão na região de compressão foi
xx = -106 MPa e na região de tração foi de xx = 91 MPa. Pode-se observar que, para
a amostra com pré-carga, as tensões compressivas aumentaram e as tensões trativas
diminuíram, que é uma condição benéfica para aumentar a vida em fadiga, conforme
foi observado nos ensaios de fadiga da Tabela 4-10.
(c)
(a)
Engaste
Força
101
Figura 4.18 Simulação do ensaio de flexão: (a) sem tensões residuais, (b) com tensões residuais provenientes do ensaio de tração (PRÓPRIO AUTOR).
(b)
Engaste
Força
102
5 Conclusões
Este trabalho teve como objetivo geral avaliar a vida em fadiga do aço ABNT
1045 com diferentes níveis de deformação residual e tratamento térmico. Algumas
estratégias foram adotadas para alcançar o objetivo, tais como, a construção da
máquina de fadiga por flexão rotativa, o processo de tratamento térmico a fim de
diminuir o nível de encruamento do material recebido de fábrica, o processo de shot
peening, os testes auxiliares (rugosidade, dureza e tração), bem como a simulação
numérica, que permitiu melhor compreensão da pré-carga aplicada. Tudo isso
culminou nos resultados e discussões que se seguem.
O material de pequeno diâmetro (12,7 mm), obtido pelo processo de trefilação,
se mostrou bastante encruado já em sua condição original, condição essa que
resultou na paridade dos valores de vida em fadiga para as configurações trefilados
sem shot peening e pós shot peening. Sugere-se que justamente o pequeno diâmetro
do material adquirido, tenha provocado esse fenômeno, devido ao encruamento ter
alcançado toda a seção transversal do aço e provocado seu endurecimento completo.
Após o recozimento, o material apresentou redução na vida em fadiga. Tal
fenômeno era esperado em função da relação de proporcionalidade entre o limite de
resistência à fadiga e os limites de resistência e escoamento do material obtidos nos
ensaios de tração. Como estes dois últimos diminuíram juntamente com a dureza do
material, a redução da vida em fadiga ocorreu em consequência disso.
Também foi observado que o tratamento de shot peening, realizado no aço
ABNT 1045 após o recozimento, não afetou a vida em fadiga do mesmo. Tal fato se
deve principalmente à relação estreita entre acabamento superficial e resistência à
fadiga. A energia de impacto das granalhas provocou um aumento significativo da
rugosidade do material e isso pode ter contribuído para o surgimento de
concentradores de tensão que anularam o ganho em resistência obtido com o
jateamento.
Finalmente, os corpos de prova que passaram pelo processo de pré-carga,
exigiram um estudo através de simulação numérica, justamente pela dificuldade de se
obter dados conclusivos através de outros métodos experimentais, tais como ensaios
de tração, dureza, etc. Os valores de tensões compressivas, remanescentes no
material após a pré-carga, se mostraram maiores quando comparados ao material
sem a pré-carga e essa condição se mostrou benéfica para o aumento da vida em
103
fadiga dos corpos de prova ensaiados na condição de pré-carga 20% acima da tensão
de escoamento.
104
6 Sugestões para trabalhos futuros
Para melhor compreensão dos comportamentos apresentados neste trabalho,
sugere-se um aprofundamento maior em alguns pontos, tais como:
Realização de ensaios de fadiga com diferentes níveis de carga, a fim de
se obter melhor entendimento do fenômeno, seja em alto ciclo e baixo
ciclo.
Realizar análises de metalografia, principalmente na seção transversal do
material, para verificar se houve influência do tamanho dos grãos em al-
guns resultados.
Variar o tamanho da granalha e a energia de impacto no jateamento, para
controlar melhor a rugosidade e manter os níveis de encruamento em
valores apropriados ao incremento de vida em fadiga.
Avaliar a fadiga para diferentes níveis de pré-carga bem como tratamento
térmico.
105
Referências
ALTAIR. Altair University, 2014. Disponivel em: <http://www.altairuniversity.com/free-ebooks-2/free-ebook-practical-aspects-of-finite-element-simulation-a-study-guide/>. Acesso em: Julho 2016.
ASM INTERNATIONAL. ASM Handbook - Heat Treating. [S.l.]: The Materials Information Company, v. 4, 1998. 2173 p.
ASTM A 370 - 07A. ASTM International. In: INTERNATIONAL, A. Standard test methods and definitions for mechanical testing of steel products. [S.l.]: [s.n.], 2007. p. 47.
AZEVEDO, A. G. L. D. APLICAÇÃO DA TÉCNICA DA DUPLA CAMADA NA SOLDAGEM DO AÇO ABNT 1045. UNIVERSIDADE FEDERAL DO CEARÁ. FORTALEZA, p. 108. 2002.
BAGHERIFARD,; GHELICHI,; GUAGLIANO,. On the shot peening surface coverage and its assessment by means of finite element simulation: A critical review and some original developments. Applied Surface Science, Milão, p. 9, 2012.
BAIKER, S. Shot Peening: A Dynamic Application and its future. 1ª. ed. Wetzikon: Metal Finishing News, 2006.
BALAN, K. Shot Peening Techniques for springs. The Shot Peener, 2007.
BARKER, B. Progressive Technologies. Pti Home, 2008. Disponivel em: <http://www.progressivesurface.com/downloads/casestudies/shotmetervelocitysensor.pdf>. Acesso em: Julho 2016.
BARRIOS, Daniel Benítez; Gonzales, Miguel Angel Calle; Andrade, Arnaldo H. Paes de; Lima, Nelson Batista de; Gonçalves, Edison. Theoretical Principles of peen forming: an experimental and numerial analysis. 19ª COBEM. Brasília: [s.n.]. 2007. p. 7.
BERTOL, H. C. Determinação de critérios para aceitação de medições de dureza realizadas com durômetros portáteis em regiões de soldas. Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Porto Alegre, p. 85. 2009.
CALLISTER, W. D. Ciência e Engenharia de Materiais: Uma introdução. 5ª. ed. Rio de Janeiro: LTC, 2002.
COZACIUC, I. Dureza Vickers. In: COZACIUC, Ivan; SILVA, Luíz Rodrigues da; TOGNI, Marcos Antonio; SILVA, Regina Maria. Telecurso 2000 - Ensaio de Materiais. Rio de Janeiro: Globo, 1995. p. 7.
106
DAUCIN, G. B. Ensaios dos Materiais. Universidade Regional Integrada do Alto Uruguai e das Missões. Santo Ângelo, p. 41. 2007.
DIAS, J. F. Estudo do Comportamento à Fadiga em Ferro Fundido Nodular Austemperado (ADI) sujeito a carregamento de amplitude variável. Universidade Federal do Estado de Minas Gerais. Belo Horizontes, p. 232. 2006.
FRIJA, M.; HASSINE, T.; FATHALLAH, R.; BOURAOUI, C.; DOGUI, A.. Finite element modelling of shot peening process: Prediction of the compressive residual stresses, the plastic deformations and the surface integrity, p. 8, 2006.
GONZALES, M. A. C. Análise Numérico-Computacional da tensões residuais induzidas pelo jateamento com granalha. Universidade de São Paulo. São Paulo, p. 96. 2004.
GONZALES, M. A. C. Análise Numérico-Computacional das tensões residuais induzidas por jateamento com granalhas em molas automotivas. Universidade de São Paulo. São Paulo, p. 215. 2009.
GRASTY, L. V. Shot peen forming sheet metal: Finite element prediction of deformed shape. Journal of Engineering Manufacture, Grã Bretanha, 1996.
GRUBE, K.; GERHARD, G. Amplitude, pontos discrepantes e tamanho de amostra em estatística. Curitiba: [s.n.], v. 1, 2012.
GUAGLIANO, M. Relating Almen intensity to residual stresses induced by shot peening: a numerical approach. Journal of Materials Processing Technology, Milão, 2001.
GUIMARÃES, S. R. Desenvolvimento e aplicação de uma metodologia para previsão de vida de eixos de mandris de bobinadeiras de laminação a frio submetidos a danos acumulados por fadiga. Universidade Federal do Estado de Minas Gerais. Belo Horizonte, p. 126. 2009.
JÚNIOR, A. A. D. S. Sistemas Mecânicos: Introdução e Fadiga. 1ª. ed. Campinas: FEM Unicamp, 2002.
KANG, X.; WANG, T.; PLATTS, J. Multiple impact modelling for shot peening and peen forming. IMechE Vol. 224 Part B: Journal of Engineering Manufacture. [S.l.]: [s.n.]. 2010. p. 9.
KIM, Ju Hee; KIM JAE, Yun; LEE, Jong Woo; YOO, Sam Hyeon. Study on effect of time parameters of laser shock peening on residual stresses using FE simulation. Journal of Mechanical Science and Technology, 20 Janeiro 2014.
KIM, Taehyung; LEE, Jim Haeng; LEE, Hyungyil; CHEONG, Seong-kyun. An area-average approach to peening residual stress under multi-impacts using a three-dimensional symmetry-cell finite element model with plastic shots. Materials and Design, 2010.
107
KLEMENZ, M.; SCHULZE, V.; ROHR, I.; LÖHE, D. Application of the FEM for the prediction of the surface layer characteristics after shot peening. Journal of Materials Processing Technology, 2009.
KLEMENZ, M. Similarity rules for the shot peening process based on finite element simulations. ICSP9. [S.l.]: [s.n.]. 2005. p. 6.
LEMOS, Guilherme Vieira Braga; HIRSCH, Thomas Karl; ROCHA, Alexandre da Silva; NUNES, Rafael Menezes. Residual Stress Analysis of Drive Shafts After Induction Hardening. Materials Research, São Carlos, v. 17, n. Suply 1, Agosto 2014.
LOTTI, Raquel S.; MACHADO, André Wilson; MAZZIEIRO, Ênio Tonani; JÚNIOR, Janes Landre. Aplicabilidade científica do método dos elementos finitos. Dental Press Journal of orthodontics, Maringá, 11, 2006.
MACKERLE, J. Finite element methods and material processing technology (an addendum). Linkopings Universitet. [S.l.]. 1994.
MOREIRA, M. F.; LEBRÃO, S. M. G. Tratamentos Térmicos dos Aços. Instituto Mauá de Tecnologia. São Caetano do Sul, p. 7. 2009.
NBR NM 87. Aço carbono e ligados para construção mecânica - Designação e composição química. In: TÉCNICAS, A. -A. B. D. N. Aço carbono e ligados para construção mecânica - Designação e composição química. Rio de Janeiro: ABNT, 2000. p. 30.
NOGUEIRA, E. A. D. S. Simulação computacional da deformação superficial induzida em corpos de prova para ensaio de fadiga em ferro fundido austemperado. Universidade Federal do Estado de Minas Gerais. Belo Horizonte, p. 102. 2011.
PACHECO, P. A. D. P. Simulação numérica do processo de estampagem incremental a quente para a liga de alumínio 1050. Universidade Federal de São João Del Rei. São João Del Rei, p. 130. 2016.
REED-HILL, R. E. Princípios de Metalurgia Física. 2ª. ed. Rio de Janeiro: Guanabara Dois, 1982.
S.T.S., A.-H.; KORMI, K.; WEBB, D. C. Numerical simulation of multiple shot. 7th International Conference on Shot Peening. Warsaw: [s.n.]. 1999. p. 11.
SCHIFFNER, ; HELLING, D. G. Simulation of residual stresses by shot peening. Computers and Structures, 1999.
SCHULZE, V.; KLEMENZ, M.; ZIMMERMANN, M. State of the art in shot peening simulation. The Shot Peener, 2008.
SCHWARZER, ; SCHULZE, V.; VOHRINGER , O. V. Finite Element Simulation of Shot Peening - A Method to Evaluate the Influence of Peening Parameters on Surface Characteristics. International Conference of Shot Peening. Munique: [s.n.]. 2002. p. 9.
108
SCHWEITZER, M. A. Generalizations of the finite element method. Central European Journal of Mathematics, Outubro 2011.
SCURACCHIO, B. G. Tensões Residuais induzidas por shot peening e durabilidade de molas em lâmina. Universidade de São Paulo. São Paulo, p. 130. 2012.
SECCO, A. R.; VIEIRA, E.; GORDO, N. Telecurso 2000 - Módulo Metrologia - Aula 18 - Rugosidade. Rio de Janeiro: Globo, v. I, 1996.
SHIBATA, R. M. Previsão da vida em fadiga do aço abnt 4140 temperado e revenido parte i – r = 0,2. Fadiga de alto ciclo. Universidade Federal de Itajubá. Itajubá, p. 45. 2002.
SMITH, W. F. Princípios de Ciência e Engenharia dos Materiais. 3ª. ed. [S.l.]: McGraw-Hill, 1998.
Souza, R. C.; Baptista, C. A. R. P.; Bicalho, L. A.; Strecker, K.; Barboza, M. J. R.; Santos, C. Crescimento subcritico de trinca e previsão de vida em fadiga do compósito cerâmico ZrO2-Al2O3. Cerâmica, São Paulo, p. 170, Janeiro 2014.
SOUZA, R. M. D. O Método dos Elementos Finitos Aplicado ao Problema de Condução de Calor. Universidade Federal do Pará. Belém, p. 40. 2003.
Stephens, Ralph I.; Fatemi, Ali; Stephens, Robert R.; Fuchs, Henry O. Metal Fatigue in Engineering. 2ª. ed. New York: John Wiley & Sons, 2000.
SURESH, S. Fatigue of Materials. 2ª. ed. Cambridge: University Press, 1992.
TSCHIPTSCHIN, A. P. Tratamento Térmico de Aços. Universidade de São Paulo. São Paulo, p. 51. 2012.
TUPY S.A. Catálogo Técnico de granalhas de aço. Tupy, Joinville, 2016. Disponivel em: <http://www.tupy.com.br/portugues/produtos/granalhas_catalogo.php>. Acesso em: 20 Agosto 2016.
VALE, A. R. M. D. Tratamento Térmico. Belém: IFPA - Belém, 2011.
WELCH, G.; BISHOP, G. An Introduction to the Kalman Filter. University of North Carolina at Chapel Hill: Department of Computer Science. [S.l.]. 2006.
WHEELABRATOR GROUP. Wheelabrator Group. Wheelabrator Shaping Industry, 2011. Disponivel em: <http://www.wheelabratorgroup.com/pt/sites/wheelabrator/content/about_us/about_wheelabrator/what_is_shot_peening.aspx>. Acesso em: Agosto 2016.
WRIGHT, M. I. C. C. Shot Peening Aplications. Curtiss Wright, 2005. Disponivel em: <https://cwst.com/shot-peening/overview/>. Acesso em: 15 Setembro 2016.
109
Anexos
Anexo A
Certificado de Calibração do Microdurômetro
110
111
Anexo B
Certificado de Calibração da Máquina Universal de Ensaios
112
113
114
Anexo C
Relatório dureza trefilado sem encruamento e com shot peening
115
Anexo D
Relatório dureza recozido sem encruamento e com shot peening