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ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DA REPRESENTAÇÃO DE
TRINCAS DE FADIGA A PARTIR DE ENTALHES DE
ELETROEROSÃO NOS SINAIS DE INSPEÇÃO POR
CORRENTES PARASITAS
Laura Barcellos Pereira
Projeto de Graduação apresentado ao Curso de
Engenharia de Materiais da Escola Politécnica,
Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte
dos requisitos necessários à obtenção do título de
Engenheira de Materiais.
Orientadores: Gabriela Ribeiro Pereira
Cesar Giron Camerini
Rio de Janeiro
Dezembro de 2014
iii
Pereira, Laura Barcellos
Análise da influência da representação de trincas de fadiga a
partir de entalhes de eletroerosão nos sinais de inspeção por correntes
parasitas./ Laura Barcellos Pereira – Rio de Janeiro: UFRJ/ Escola
Politécnica, 2014.
xvi, 46 p.: il.; 29,7cm
Orientadores: Gabriela Ribeiro Pereira e Cesar Giron Camerini
Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/ Curso de
Engenharia de Materiais, 2014.
Referências Bibliográficas: p. 44-46.
1. Correntes Parasitas 2. Ligas de Níquel Inconel
I. Pereira, Gabriela Ribeiro e Camerini, Cesar Giron. II.
Universidade Federal do Rio de Janeiro, UFRJ, Engenharia
de Materiais. III. Análise da influência da representação de
trincas de fadiga a partir de entalhes de eletroerosão nos
sinais de inspeção por correntes parasitas.
iv
“Sinto-me nascido a cada momento
Para a eterna novidade do mundo.”
Fernando Pessoa
Dedico este trabalho aos meus amados pais,
Maria Teresa e Paulo Roberto.
v
Agradecimentos
A Deus, não apenas por sua infinita bondade, generosidade e sabedoria, mas
também por sempre me mostrar que, em cada momento difícil, há um propósito e
muitas lições a serem aprendidas, que eu posso ser mais forte do que imagino, que tudo
acontece na hora certa e que eu posso sempre confiar na vontade dEle.
Aos meus pais, por serem meu maior exemplo e minha maior inspiração. Por todo
amor, todo carinho, toda atenção, toda compreensão e todo apoio sempre. Por
acreditarem tanto no meu potencial, mais do que eu mesma. Enfim, por muitos motivos
mais... Mas que jamais caberiam aqui! Vocês são os meus maiores tesouros. Amo muito
vocês!
Aos meus avós, por serem presentes tão preciosos na minha vida, por torcerem
tanto por mim sempre e também por todo amor e todas as orações nos momentos em
que mais precisei.
A todos os meus familiares pela compreensão nos momentos em que precisei me
ausentar para me dedicar à engenharia, assim como por todo carinho, pela força e pela
torcida constantes.
Ao Eduardo e ao Victor, irmãos que a faculdade me deu, que me acompanharam
durante esses anos de graduação e me ajudaram a me descobrir dentro da engenharia,
sempre me incentivando nos momentos de desânimo e me ajudando nas minhas
dificuldades.
Às minhas amigas Thaís Pintor, Patricia, Thaís Sequeira, Ananda e Nathalia, por
tornarem a faculdade sempre tão divertida e acolhedora, além de todo o apoio, todos os
conselhos, todos os estudos juntas, todos os abraços... Enfim, todos os momentos felizes
ou difíceis que passamos juntas, sempre nos apoiando.
Aos amigos Andressa, Eduardo Casseres, Karina, Gabriel, Beth, Sr. Fernando, Jia,
Hatem, Ivana e Andrea, por todos os momentos especiais que compartilhamos, bem
como pela torcida e pela amizade constantes, apesar da distância imposta pela rotina.
A todos os parceiros da Metalmat, por todos os momentos inesquecíveis
compartilhados ao longo do ciclo profissional, em especial: Matheus Zuliani, sempre
querido, atencioso e disposto a ajudar; Gabriella Cruz, Carolina Bogéa, Danielle Alves e
Tamirys, por todos os momentos de estudo, de risadas e de bons papos.
À Adriana, por ser a professora de cálculo mais talentosa que eu conheço! Obrigada
por tudo que me ensinou, sempre tão atenciosa e paciente, e por acreditar no meu
potencial mais do que eu mesma.
Ao professor Pontes, por ter me recebido tão bem no Departamento de Engenharia
Metalúrgica e de Materiais, pelas sábias orientações nos meus primeiros passos dentro
do departamento, por todas as conversas sempre enriquecedoras e pela atenção sempre.
vi
À professora Giselle, não apenas por ser minha orientadora acadêmica e por ser
essa professora exemplar, tão querida e inesquecível, mas também pela confiança, pelo
apoio, pelas oportunidades, pelos conselhos, pelos ensinamentos, pela atenção, pela
disponibilidade e pela amizade.
À professora Rossana por me abrir as portas e despertar meu interesse no mundo da
pesquisa, bem como pela confiança ao me conceder a oportunidade única de morar e
estagiar na Alemanha, podendo vivenciar um mundo de novidades e de momentos
inesquecíveis.
A toda equipe do Laboratório de Biopolímeros, em especial Felipe, Bruna, Taíla,
Tatiana, Clara, Sabrina e Márcio, por todo incentivo, pela amizade e por tornarem o
tempo que trabalhei no Biopol tão engrandecedor e inesquecível. Vocês me inspiram!
A todos os professores da Metalmat, que muito contribuíram com a minha
formação e me deram o privilégio de assistir aulas inesquecíveis, compartilhando
conhecimento e mantendo sempre viva em mim a paixão pela engenharia de materiais.
A todos os funcionários da Escola Politécnica pela atenção e ajuda ao longo dessa
caminhada, em especial à Sônia, por ser sempre tão atenciosa e por seu sorriso e sua
simpatia constantes; ao Laércio, por ser sempre tão solícito e atencioso; e ao Gláucio e
ao Sr. Alcir, não apenas pelas cópias sempre bem feitas do DAEQ, mas também pelo
carinho, pela amizade, pelo cafezinho diário e por tornarem meus dias sempre mais
alegres.
À minha orientadora Gabriela Ribeiro Pereira por me proporcionar a oportunidade
de trabalhar nesse projeto, pelos ensinamentos, pela disponibilidade e por ser sempre tão
compreensiva. Ao meu co-orientador Cesar Giron Camerini por todo conhecimento
compartilhado, por todo apoio, pelo incentivo constante e pela atenção sempre.
À equipe do LNDC pela ajuda e pelo apoio durante a realização desse projeto, em
especial: ao Lúcio, por ser tão gentil e atencioso; à Johanna, à Iane e à Evelyn, pelas
dicas, pela ajuda e pelo incentivo nessa reta final; à Mónica e à Natalie por todo o apoio,
pela companhia, pelo carinho e pela amizade que construímos.
Aos companheiros de estágio pela torcida e pelo incentivo nesse último ano de
graduação e por serem sempre tão carinhosos e queridos, tornando os meus dias mais
felizes. Em especial: Renata, Raquel, Verônica, Sarah, Leonardo, Marina, Daniel,
Elaine Martins, Andrea e Elaine Fonseca.
vii
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte
dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheira de Materiais.
Análise da influência da representação de trincas de fadiga a partir de entalhes de
eletroerosão nos sinais de inspeção por correntes parasitas.
Laura Barcellos Pereira
Dezembro/2014
Orientadores: Gabriela Ribeiro Pereira e Cesar Giron Camerini
Curso: Engenharia de Materiais
Corpos de prova trincados por fadiga para uso experimental não são de fácil obtenção,
tendo em vista a complexidade e o custo dos ensaios de fadiga. Em meio a esse cenário,
o presente trabalho busca relacionar os sinais de inspeção por correntes parasitas obtidos
a partir de entalhes de eletroerosão de diferentes aberturas com os sinais obtidos para
trinca de fadiga. Dessa forma, cada entalhe ou trinca foi inspecionado individualmente e
os parâmetros do ensaio de correntes parasitas foram medidos e relacionados com as
respectivas aberturas. Os resultados obtidos consistiram na realização de ensaios por
correntes parasitas, com frequências de 50, 100, 250 e 400 kHz, em um corpo de prova
do tipo CT (compacto em tração), de Inconel 625, previamente trincado por ensaio de
fadiga e, posteriormente, entalhado por eletroerosão com cinco diferentes aberturas. As
aberturas dos entalhes (0,198, 0,247, 0,253, 0,386 e 0,426 mm), bem como da trinca de
fadiga (0,003 mm), foram medidas com o auxílio do software ImageJ®
, a partir de
imagens obtidas por microscopia óptica. Os sinais de correntes parasitas, por sua vez,
foram tratados e analisados com o MATLAB®
. Os resultados mostraram que, quanto
maior a frequência de teste, maior a relação da amplitude do sinal com a abertura dos
entalhes. Portanto, quando os resultados de ECT (do inglês, Eddy Current Testing)
obtidos com entalhes de eletroerosão forem utilizados para prever o comportamento do
sinal na inspeção de trincas de fadiga, deve-se atentar para a necessidade de correção
dos dados, tendo em vista a relação da abertura com a amplitude do sinal, em uma dada
frequência.
Palavras-chave: correntes parasitas, inconel, trinca de fadiga, entalhes de eletroerosão.
viii
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfilment of the
requirements for degree of Material Engineer.
Analysis of the influence of the representation of fatigue cracks from EDM notches on
signals in eddy current inspection.
Laura Barcellos Pereira
December/2014
Advisors: Gabriela Ribeiro Pereira and Cesar Giron Camerini
Course: Material Engineering
Specimens fatigue cracked for experimental use are not easy to obtain, given the
complexity and the cost of fatigue tests. Under this scenario, this work aims to relate the
signals of eddy current inspection obtained from electric discharge machining (EDM)
notches of different openings with the signals obtained for fatigue crack. In this way,
each notch or crack was inspected individually and the parameters of eddy current
testing were measured and related to each opening. These results consist in the
realization of eddy current testing, with frequencies of 50, 100, 250 and 400 kHz, for a
specimen of type CT, made of Inconel 625, previously cracked by fatigue test and and
then notched by EDM with five different openings. These openings of the notches
(0,198, 0,247, 0,253, 0,386 and 0,426 mm) and of the fatigue crack (0,003 mm) were
measured from images obtained by optical microscopy, with the assistance of ImageJ®
software. The signals of eddy currents were processed and analyzed with MATLAB®
.
The results showed that the higher test frequency, the higher the relationship of signal
amplitude with opening of the notches. Therefore, when the results of ECT obtained
with EDM notches are used to predict signal behavior in the inspection of fatigue
cracks, attention should be paid to the need for data correction, given the relationship of
the opening with the amplitude of signal in a given frequency.
Keywords: eddy current, inconel, fatigue crack, EDM notches.
ix
SUMÁRIO
ÍNDICE DE TABELAS ................................................................................................ xi
ÍNDICE DE FIGURAS ................................................................................................ xii
ÍNDICE DE ABREVIATURAS .................................................................................. xv
ÍNDICE DE SIGLAS .................................................................................................. xvi
1 INTRODUÇÃO ...................................................................................................... 1
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .............................................................................. 2
2.1 Ligas de Níquel Inconel® .................................................................................. 2
2.1.1 Inconel 625 .................................................................................................... 3
2.2 Correntes Parasitas ............................................................................................ 4
2.2.1 Princípio de funcionamento da técnica ......................................................... 4
2.2.2 Plano de Impedância ..................................................................................... 7
2.2.3 Frequência aplicada à técnica ..................................................................... 12
2.2.4 Vantagens e Limitações .............................................................................. 14
2.3 Estudo de casos ................................................................................................. 15
2.3.1 Considerações finais sobre o atual estágio de desenvolvimento e estudo do
efeito das inspeções de ECT em entalhes de eletroerosão...................................... 25
2.3.2 Justificativa e motivação para o presente estudo ........................................ 26
3 MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................ 27
3.1 Corpo de prova ................................................................................................. 27
3.2 Microscopia óptica ........................................................................................... 28
3.2.1 Método de medição das aberturas ............................................................. 299
x
3.3 Ensaios por Correntes Parasitas .................................................................... 29
3.3.1 Métodos de tratamento dos dados ............................................................... 31
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ....................................................................... 35
4.1 Medidas das aberturas .................................................................................... 35
4.2 Correntes Parasitas .......................................................................................... 35
5 CONCLUSÕES ..................................................................................................... 42
6 PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS .............................................. 43
REFERÊNCIAS BILIOGRÁFICAS .......................................................................... 44
xi
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 2.1 Típica composição química da liga Inconel 625 (Adaptada de ASTM B 443)
.......................................................................................................................................... 3
Tabela 3.1 Representação esquemática de todas as condições de ensaio adotadas, sendo
os 10 picos obtidos em dois testes separados, com 5 picos cada. ........................... 31
Tabela 4.1 Média e desvio padrão da abertura da trinca de fadiga e dos entalhes. ........ 35
Tabela 4.2 Amplitude média e desvio padrão calculados para cada condição de ensaio.
................................................................................................................................. 35
Tabela 4.3 Amplitude média e desvio padrão calculados para cada condição de ensaio,
após filtrar apenas os picos que estivessem dentro do intervalo de 1 DP. .............. 36
Tabela 4.4 Cálculo da profundidade de penetração das correntes parasitas para cada
frequência de ensaio. ............................................................................................... 38
Tabela 4.5 Coeficiente angular das retas de ajuste linear, referentes aos sinais obtidos
por ECT com diferentes frequências.. ..................................................................... 40
xii
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 2.1 Representação esquemática do processo de geração de correntes parasitas e
de detecção de defeito. a) Corrente alternada passando pela bobina, com uma dada
frequência, gera um Hprimário (em azul) em volta da bobina, b) Quando a bobina
se aproxima de um material condutor elétrico, correntes secundárias parasitas são
induzidas no material, c) Um defeito presente no material condutor perturba a
circulação das correntes parasitas, variando o Hsecundário. (Modificada de imagem
disponível em Nelligan et al.) .................................................................................... 5
Figura 2.2 Exemplo de Sonda Absoluta. (Modificada de imagem disponível em
Absolute NDE, 1999) ................................................................................................. 6
Figura 2.3 Representação esquemática de uma varredura por Sonda Diferencial. a)
Nenhuma das bobinas havia passado ainda pela região defeituosa; b) A primeira
bobina já atravessou o defeito, surgindo o primeiro sinal, referente a essa bobina; c)
A segunda bobina também atravessou o defeito, formando o segundo sinal.
(Modificada de imagem disponível em NDT Resource Center, 1999) ..................... 7
Figura 2.4 Plano de Impedância. (NDT Resource Center, 1999) ..................................... 8
Figura 2.5 Representação esquemática do que se visualiza ao realizar uma inspeção por
ECT, com um corpo de prova contendo defeitos de diferentes profundidades. Em
A, não há defeito e de B para D há um aumento de profundidade dos defeitos.
(Hansen, J., junho de 2004) ....................................................................................... 9
Figura 2.6 Plano de impedância resultante da inspeção por correntes parasitas em um
material magnético e outro não magnético. (Modificada de imagem disponível em
NDT Resource Center, 1999) .................................................................................. 10
Figura 2.7 Representação esquemática de um ensaio por correntes parasitas aplicado
para medição de camadas de revestimentos. (Modificada de imagem disponível em
NDT Resource Center, 1999) .................................................................................. 11
Figura 2.8 Representação esquemática da profundidade de penetração alcançada pelas
correntes parasitas. (Hansen, J., maio de 2004) ...................................................... 11
Figura 2.9 Ondas de diferentes frequências ao longo do tempo. (Modificada de imagem
disponível em Explicatorium, 2014) ....................................................................... 14
xiii
Figura 2.10 Variação da amplitude do sinal com a frequência, em entalhe reto, com 1,2
mm de profundidade e 0,16 mm de abertura, em aço XC38, inspecionado com
sonda absoluta de 12 mm de diâmetro. (Helifa et al., 2006) ................................... 16
Figura 2.11 Variação da amplitude do sinal com a frequência, em inspeção de entalhe
reto (1,2 mm de profundidade e 0,16 mm de abertura) feito em aço XC38,
utilizando duas sondas absolutas de diferentes diâmetros (“A12” com diâmetro 12
mm e “A25” com 25 mm). (Helifa et al., 2006) ...................................................... 17
Figura 2.12 Comparação dos resultados teóricos e experimentais obtidos para as
voltagens pico-a-pico obtidas nos sinais calculados ou medidos por uma sonda
absoluta comercial com frequência de 500 kHz. A notação utilizada para nomear os
entalhes pode ser compreendida da seguinte forma: “30” e “20” referem-se aos
valores de comprimento dos entalhes, isto é, 0,762 mm (0,030”) e 0,508 mm
(0,020”), respectivamente; “RT” e “SC” referem-se aos formatos dos entalhes,
retangular e semi-circular, respectivamente; e os números 5, 3 ou 1 indicam os
valores das aberturas, de 0,127 mm (0,005”), 0,076 mm (0,003”) e 0,025 mm
(0,001”), respectivamente. Os dois conjuntos de 12 entalhes foram feitos em corpos
de prova de Ti-6246 e de IN 100. (Nakagawa et al., 2009) .................................... 20
Figura 2.13 Comparação dos resultados teóricos e experimentais obtidos para as
voltagens pico-a-pico obtidas nos sinais calculados ou medidos por uma sonda
diferencial comercial com frequência de 2 MHz. A notação utilizada para nomear
os entalhes pode ser compreendida da seguinte forma: “30” e “20” referem-se aos
valores de comprimento dos entalhes, isto é, 0,762 mm (0,030”) e 0,508 mm
(0,020”), respectivamente; “RT” e “SC” referem-se aos formatos dos entalhes,
retangular e semi-circular, respectivamente; e os números 5, 3 ou 1 indicam os
valores das aberturas, de 0,127 mm (0,005”), 0,076 mm (0,003”) e 0,025 mm
(0,001”), respectivamente. Os dois conjuntos de 12 entalhes foram feitos em corpos
de prova de Ti-6246 e de IN 100. (Nakagawa et al., 2009) .................................... 21
Figura 2.14 Sinais da voltagem vertical pico-a-pico, obtida experimentalmente, versus
Abertura do entalhe. Dados obtidos das amostras de Ti-6246, com a sonda
diferencial operando em uma frequência de 2 MHz. (Nakagawa et al., 2009) ....... 22
Figura 2.15 Gráficos apresentando a amplitude do sinal normalizado em relação à
abertura dos entalhes, variando a frequência de trabalho. À esquerda, gráfico com
xiv
os dados normalizados obtidos na inspeção dos entalhes com formato semicircular
e com comprimento de 0,51 mm. À direita, gráfico com os dados também
normalizados, referentes aos entalhes de mesmo formato, porém com comprimento
de 3,05 mm. (Larson et al., 2010) ........................................................................... 23
Figura 2.16 Gráficos de apresentação da amplitude do sinal em função do comprimento
das descontinuidades, as quais variam entre entalhes de diferentes aberturas ou
trincas de fadiga obtidas por ensaio de baixo ciclo. As linhas sólidas de cor cinza
indicam os dados referentes aos entalhes de diferentes aberturas; a linha tracejada
representa os sinais estimados, por meio de extrapolação dos dados empíricos, para
um entalhe de abertura tendendo a zero; os pontos de cor verde, por fim, indicam os
sinais das trincas de fadiga, enquanto a linha sólida de cor preta representa a linha
de tendência, traçada a partir desses dados obtidos para a trinca de fadiga. (Larson
et al., 2010) .............................................................................................................. 24
Figura 3.1 Desenho do CP fabricado, do tipo CT, com suas medidas em milímetros. .. 27
Figura 3.2 Corpo de prova com uma trinca de fadiga e cinco entalhes cortados por
eletroerosão (EDM), conforme indicado pela numeração. ...................................... 28
Figura 3.3 Exemplo de como foi realizada a medição das aberturas dos entalhes e da
trinca de fadiga. ....................................................................................................... 29
Figura 3.4 Sonda absoluta ZETEC DT 30PS ................................................................. 30
Figura 3.5 Equipamento OmniScan MX ECA (Olympus, 2006) ................................... 30
Figura 3.6 Gráficos obtidos a partir dos dados de ensaio filtrados por MATLAB®. À
esquerda, gráfico de Volts x Samples (pontos amostrais), com os 5 sinais de R (em
azul) e os 5 sinais de XL (em vermelho). À direita, gráfico de R x XL (plano de
impedância). ........................................................................................................... 32
Figura 3.7 Gráficos obtidos por MATLAB®. Embaixo, estão plotados os gráficos de R
x Samples e XL x Samples, com os dados referentes a R e XL já filtrados pela etapa
anterior. Em cima, encontra-se plotado o gráfico |Z| x Samples, gerado a partir do
módulo |Z| calculado pelos respectivos valores de R e XL ponto a ponto. .............. 33
Figura 3.8 Gráfico de |Z| x Samples (pontos amostrais), com indicação da amplitude
média, de 1 DP e de 2 DPs (para cima e para baixo) e da linha base média. ......... 34
xv
Figura 4.1 Gráfico das amplitudes médias (em Volts), com seus respectivos desvios, em
relação às aberturas (em mm) da trinca de fadiga e dos entalhes, de acordo com as
frequências de ensaio adotadas. .............................................................................. 37
Figura 4.2 Gráficos de |Z| x Samples, R x Samples e XL x Samples, com uma frequência
de ensaio de: A) 50 kHz, cujos sinais são mais ruidosos; B) 400 kHz, cujos sinais
apresentam menos ruído. ........................................................................................ 38
Figura 4.3 Gráfico das amplitudes médias (em Volts), com suas respectivas retas de
ajuste linear, em relação às aberturas (em mm) da trinca de fadiga e dos entalhes, de
acordo com as frequências de ensaio adotadas........................................................ 40
Figura 4.4 Diferença percentual entre a amplitude do sinal referente à menor abertura
(da Trinca de Fadiga, com 0,003 mm) e a amplitude associada à maior abertura (do
Entalhe 2, com 0,426 mm), em cada frequência de trabalho. ................................ 41
xv
ÍNDICE DE ABREVIATURAS
H Vetor de campo magnético;
R Resistência ôhmica;
XL Reatância indutiva;
Z Impedância elétrica;
Frequência de oscilação da corrente alternada;
L Auto-indutância da bobina, podendo ser chamada apenas de indutância;
ϕB Fluxo de campo magnético;
δ Profundidade de penetração;
ρ Resistividade;
µr Permeabilidade magnética relativa do material;
γ Matriz CFC, presente nas superligas de níquel;
ϕ Ângulo de fase ( º ).
xvi
ÍNDICE DE SIGLAS
CFC Cúbico de face centrada;
CP Corpo de prova;
CT Compact tension;
DP Desvio padrão;
ECT Eddy Current Testing;
EDM Electric discharge machining;
END Ensaios não destrutivos;
fem Força eletromotriz;
IACS International Annealed Copper Standard.
1 INTRODUÇÃO
A exploração e produção de petróleo em águas profundas têm crescido muito nos
últimos anos, especialmente com as descobertas no pré-sal. Esse crescimento vem
acompanhado de buscas constantes por inovação e por soluções de problemas. Em meio
a esse cenário, as ligas de Inconel surgem como uma ótima alternativa a aplicações
especiais, que demandem uma boa resistência a altas temperaturas e excelente
resistência à corrosão. Entretanto, seu uso deve ser assistido, uma vez que essas ligas
são submetidas a operações constantes sob condições extremas, tornando-as suscetíveis
a eventuais danos com o passar do tempo. Para o controle da integridade desses
materiais, os ensaios não destrutivos são uma importante ferramenta adotada pela
indústria do petróleo.
Um problema recorrente associado ao uso de Inconel consiste no surgimento de
trincas de fadiga quando essas ligas são soldadas ao aço carbono, na construção de
tubos cladeados. Ensaios com correntes parasitas, por sua vez, são estudados como uma
forma possivelmente eficaz de detecção de trincas de fadiga. No entanto, essas trincas
não são de fácil obtenção para fins experimentais, pois requerem ensaios complexos e
caros.
Nesse contexto, o presente trabalho busca avaliar a relação entre os sinais de
correntes parasitas obtidos com entalhes de eletroerosão e os obtidos a partir de trincas
de fadiga, em uma liga de Inconel. Dessa forma, um corpo de prova do tipo CT, feito
com Inconel 625, foi submetido a um ensaio de fadiga e, posteriormente, entalhado por
eletroerosão (EDM), de modo a obter uma trinca de fadiga e cinco entalhes com
diferentes aberturas entre si. Além do objetivo de relacionar os sinais de correntes
parasitas às diferentes aberturas, o presente trabalho também buscou analisar as
variações de amplitude desses sinais, quando obtidos em diferentes frequências de
ensaio, de modo a obter uma frequência ótima de trabalho.
2
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Ligas de Níquel Inconel®
As ligas Inconel® são uma marca registrada das companhias do grupo Special
Metals e pertencem ao grupo das superligas de níquel. Elas são muito aplicadas em
condições que requerem boas propriedades em altas temperaturas, entre as quais estão: a
resistência à corrosão; a elevada resistência mecânica; e a estabilidade microestrutural,
isto é, sem perda de propriedades mesmo em longos tempos de serviço.
A composição química dessas ligas é muito variada e, combinada ainda com os
diversos tratamentos térmicos possíveis, garante a obtenção de uma enorme variedade
de propriedades e, consequentemente, de aplicações e de ligas comercializadas. Sua
matriz, denominada γ, é cúbica de face centrada (CFC). Entretanto, a alta resistência
mecânica dessas ligas é garantida por alguns mecanismos de endurecimento, que
ocorrem: por solução sólida, decorrente da presença de elementos como Mo, por
exemplo; ou por precipitação de outras fases, como, por exemplo, uma fase muito fina,
estável, ordenada e coerente com a matriz, denominada γ’, cuja composição depende da
presença de elementos como Al, Ti ou Nb, de modo a formar compostos do tipo Ni3Ti,
por exemplo. Todavia, para que o endurecimento promovido pelos precipitados de γ’
seja ainda mais eficiente, é recomendável a realização de um duplo tratamento de
envelhecimento, de modo a obter uma distribuição bimodal de γ’, isto é, γ’ fino e γ’
coalescido. (Brooks, C. R., 1984) Por fim, pode haver ainda a precipitação de outra fase
endurecedora, porém metaestável, chamada de γ”, composta por Ni3Nb e formada
através de tratamentos de envelhecimento entre 600 e 800°C. (Sundararaman et al.,
1994)
Além do mais, a presença do Cr nessas ligas é fundamental para garantir a
resistência à corrosão a altas temperaturas. Entretanto, quando colocado um baixo teor
de Cr, observa-se um aumento da taxa de oxidação na liga. Logo, esse elemento deve
estar presente em teores acima de 20%, de modo a formar o óxido Cr2O3, contínuo e
muito aderente à superfície, e garantir assim uma queda na taxa de oxidação (constante
e aproximadamente 50% menor do que a taxa observada no Ni puro). Vale ressaltar
3
ainda que a adição de Cr causa uma redução na temperatura de fusão da liga, levando a
uma queda na resistência à fluência. (Brooks, C. R., 1984)
2.1.1 Inconel 625
A liga Inconel 625 (UNS N06625) já é utilizada há mais de 50 anos, especialmente
na indústria do petróleo, na aeroespacial, na aeronáutica e na marinha. Seu uso é muito
indicado para sistemas de processamento e armazenamento químico, uma vez que ela
resiste aos mais diversos tipos de ambiente – como os oxidantes, redutores ou meio
ácidos – e a uma larga faixa de temperatura, desde temperaturas criogênicas até
temperaturas acima de 1093°C. (Shoemaker, L. E., 2005) (Shankar et al., 2001) Trata-se
de uma liga níquel-cromo endurecida por solução sólida de molibdênio (Tabela 1), cuja
temperatura de fusão encontra-se na faixa de 1290 a 1350°C. (Special Metals, 2006)
Quando submetida ao envelhecimento na faixa de 550 a 750°C, ela pode apresentar
ainda precipitação de carbetos e fases intermetálicas. (Shankar et al., 2001)
Adicionalmente, vale ressaltar que, de acordo com o ASM Metals Handbook, essa liga
apresenta uma condutividade elétrica de 1,34% IACS (International Annealed Copper
Standard).
Tabela 2.1 Típica composição química da liga Inconel 625
(Adaptada de ASTM B 443)
Ni Cr Mo Fe Nb + Ta Mn Si
58,0% (mín.) 20 a 23% 8 a 10% 5,0% (máx.) 3,15 a 4,15% 0,50% (máx) 0,50% (máx.)
Suas altas resistências à tração, à fadiga, à fluência e à corrosão (mesmo em meios
altamente corrosivos) em altas temperaturas tornam essa liga muito vantajosa e versátil.
O Cr é caracterizado como o elemento responsável pela alta resistência da liga à
corrosão em altas temperaturas, enquanto o Mo e o Nb são os elementos especialmente
importantes para a resistência mecânica da liga também quando submetida a
temperaturas elevadas. Além do mais, ela apresenta uma excelente soldabilidade, uma
4
vez que não tende a formar trincas de solidificação quando soldada, como ocorre na liga
Inconel 718 e em outras superligas de níquel. (Maguire et al., 1994)
De acordo com classificação da ASTM (American Society for Testing and
Materials) B 443, a liga Inconel 625 pode ser de grau 1 ou 2. Enquanto o grau 1 é
apenas recristalizado, em uma temperatura de no mínimo 871°C, e pode trabalhar em
até 593°C, o tipo grau 2 passa por recristalização e solubilização em no mínimo 1093°C
e pode trabalhar em temperaturas acima de 593°C, especialmente quando são
necessárias resistência à fluência e à ruptura. Avanços recentes desenvolveram ainda um
tipo especial e mais desenvolvido da liga, chamado 625LCF (UNS N06626), que é
submetido a um processamento termomecânico mais controlado, resultando em uma
microestrutura de grãos mais finos, mais resistente à fadiga e com maior estabilidade
térmica. (Shoemaker, L. E., 2005)
2.2 Correntes Parasitas
A técnica de inspeção por correntes parasitas (do inglês Eddy Current Testing,
abreviado como ECT) é um tipo de ensaio não destrutivo (END) muito usado na
aeronáutica e na indústria de petróleo e gás, podendo ser aplicado para: detecção de
trincas; medição de espessura de materiais e de revestimentos; e medição de
condutividade elétrica, como forma de identificação do material e dos tratamentos
térmicos que eventualmente possam ter alterado sua condutividade. (NDT Resource
Center, 1999)
2.2.1 Princípio de funcionamento da técnica
As correntes parasitas (também chamadas de correntes de Foucault ou Eddy
Current, em inglês) são geradas através de um processo chamado indução
eletromagnética. Ao passar uma corrente alternada por um material condutor elétrico,
como, por exemplo, um fio de cobre, um campo magnético primário é gerado ao redor
desse fio. Se esse condutor for em forma de bobina, é possível direcionar o campo
magnético primário gerado. Ao aproximar esse campo de um objeto condutor, uma
corrente secundária, também chamada de corrente parasita, é induzida no objeto. Esse
5
material condutor elétrico, com sua corrente secundária, gera então um campo
magnético secundário ao redor dele. (Figura 2.1) A interação resultante entre os campos
primário e secundário é então o parâmetro medido por esse ensaio, tal que:
|Hresultante|= |Hprimário| - |Hsecundário|, sendo H o vetor de campo magnético.
A técnica de correntes parasitas é comparativa, entre uma região sem defeito e outra
com defeito. Quando há defeito, as correntes secundárias são desviadas por ele, de
modo a variar o Hsecundário e, consequentemente, alterando o Hresultante. (Figura 2.1)
Figura 2.1 Representação esquemática do processo de geração de correntes parasitas e
de detecção de defeito. a) Corrente alternada passando pela bobina, com uma dada
frequência, gera um Hprimário (em azul) em volta da bobina, b) Quando a bobina se
aproxima de um material condutor elétrico, correntes secundárias parasitas são
induzidas no material, c) Um defeito presente no material condutor perturba a
circulação das correntes parasitas, variando o Hsecundário. (Modificada de imagem
disponível em Nelligan et al.)
Para a realização dos ensaios por correntes parasitas, existem diversas formas e
tamanhos de sondas, produzidas para atender uma enorme variedade de aplicações. Elas
são classificadas de acordo com a configuração e modo de funcionamento da(s)
bobina(s), as quais são aplicadas de modo a melhor atender às necessidades de detecção
na área de interesse. (NDT Resource Center, 1999) Entre os vários tipos de sondas
existentes, há duas que merecem ser destacadas, uma vez que são mais simples e mais
amplamente utilizadas. São elas:
6
Sonda Absoluta (Figura 2.2): composta por apenas uma bobina, é necessário
percorrer pontualmente toda a chapa com essa sonda, a fim de se fazer uma análise
correta. O diagnóstico é realizado a partir das mudanças detectadas na impedância total
da bobina utilizada. Ela pode ser usada para detecção de falhas, além de medidas de
condutividade, de Lift-off e de espessura. Embora ela seja versátil nos tipos de
aplicação, pode ser necessário inibir alguma(s) dessa(s) forma(s) de detecção, quando
elas não são importantes para a inspeção em questão.
Figura 2.2 Exemplo de Sonda Absoluta. (Modificada de imagem disponível em
Absolute NDE, 1999)
Sonda Diferencial (Figura 2.3): composta por duas bobinas, esse tipo de sonda é
muito sensível a defeitos, porém relativamente insensível a variações graduais de
propriedades, dimensões e temperatura. Ao percorrer uma região sem defeito, a
diferença entre os campos das duas bobinas é zero, sendo esse resultado chamado de
ponto de equilíbrio. Quando a primeira bobina entra em uma região com defeito, a
diferença de campo torna-se então diferente do ponto de equilíbrio estabelecido. Porém,
deve-se atentar para o seguinte problema: se o defeito for muito grande ou se dois
defeitos forem muito próximos, as duas bobinas podem estar simultaneamente sobre um
defeito. Dessa forma, a diferença entre os campos das duas bobinas será zero, pois os
campos magnéticos gerados por ambas serão iguais. Essa interferência caracteriza uma
desvantagem encontrada nesse tipo de sonda. Entretanto, esse problema pode ser
evitado utilizando uma sonda pequena. Quanto menor ela for, mais específico o ponto
da peça ao qual o campo magnético é direcionado.
7
Figura 2.3 Representação esquemática de uma varredura por Sonda Diferencial. a)
Nenhuma das bobinas havia passado ainda pela região defeituosa; b) A primeira bobina
já atravessou o defeito, surgindo o primeiro sinal, referente a essa bobina; c) A segunda
bobina também atravessou o defeito, formando o segundo sinal. (Modificada de imagem
disponível em NDT Resource Center, 1999).
2.2.2 Plano de Impedância
Para a interpretação dos resultados obtidos por ECT, deve-se saber que a
impedância elétrica (Z) caracteriza-se pela oposição à corrente alternada em um circuito
elétrico. Ela é medida em Ohms (Ω) e é dada pela soma vetorial entre as duas
quantidades de impedância elétrica em geral presentes nas bobinas de teste (Handbook,
Vol. 2), que são: a resistência ôhmica (R) e a reatância indutiva (XL), 90° defasados
entre si.
Conforme pode ser verificado pelo plano de impedância apresentado na Figura 2.4,
a impedância total Z pode ser calculada a partir da seguinte equação:
Além disso, o ângulo de fase também pode ser calculado a partir da Figura 2.4, tal
que:
. Logo,
.
b c a
8
Figura 2.4 Plano de Impedância. (NDT Resource Center, 1999)
Sabe-se ainda que a reatância indutiva é definida fisicamente como ,
onde é a frequência da corrente alternada na bobina e L é a auto-indutância da bobina,
podendo também ser chamada apenas de indutância. Dessa forma, pode-se perceber que
XL é um importante parâmetro a ser considerado na análise por correntes parasitas.
Além de variar de acordo com a frequência de teste adotada, a indutância L varia de
acordo com o número de camadas utilizadas no enrolamento da bobina, tal que quanto
maior o número de voltas da bobina, maior o valor de L. Assim sendo, para uma dada
frequência , quanto maior a indutância da bobina, maior XL. Portanto, maior será Z e,
consequentemente, maior a sensibilidade do teste. Adicionalmente, deve-se considerar
que, quando a corrente injetada na bobina é muito elevada, a temperatura local pode
aumentar (efeito joule) e provocar uma expansão da bobina, de modo a aumentar o
valor de XL. (NDT Resource Center, 1999)
O ângulo de fase também é um importante parâmetro de análise em ECT, uma vez
que ele aumenta conforme a profundidade dos defeitos também aumenta. Pela Figura
2.5, por exemplo, pode-se observar que tanto o ângulo de fase como a amplitude do
sinal variam de acordo com diferentes profundidades de defeitos. (Hansen, J., junho de
2004) Ao se observar o defeito com maior profundidade (defeito indicado pela letra D,
na Figura 2.5), nota-se que ele apresenta maior ângulo de fase e maior amplitude.
9
Figura 2.5 Representação esquemática do que se visualiza ao realizar uma inspeção por
ECT, com um corpo de prova contendo defeitos de diferentes profundidades. Em A, não
há defeito e de B para D há um aumento de profundidade dos defeitos. (Hansen, J.,
junho de 2004)
As informações de inspeção, por sua vez, podem ser apresentadas na forma de um
diagrama do plano de impedância, conforme apresentado na Figura 2.6. (NDT Resource
Center, 1999) Nela, observa-se que o diagrama do plano de impedância pode se
apresentar de duas formas diferentes, uma para os materiais não magnéticos e outra para
os magnéticos. Em ambos os casos, entretanto, o ponto inicial é o mesmo. Esse ponto de
equilíbrio indica quando a sonda está no ar, havendo atuação apenas do campo primário.
Caso o material não seja condutor elétrico, o diagrama não sai desse ponto de equilíbrio,
pois não há geração de corrente induzida.
Outra característica comum a ambos os tipos de materiais, quando inspecionados
por correntes parasitas, é o Lift-off, nome dado à distância existente entre o material e a
sonda, tendo em vista que o sensor utilizado na inspeção não precisa encostar na peça.
Qualquer alteração nesse espaçamento irá modificar a impedância da bobina presente na
sonda utilizada (Pereira, D., 2014). Dessa forma, pequenos defeitos podem ser
mascarados, caso o Lift-off varie ao longo do ensaio (Camerini, C. G., 2012). Como as
10
superfícies dos materiais em geral apresentam rugosidades, esse efeito do Lift-off pode
ser um problema, pois sua variação é inevitável durante a inspeção.
Tratando-se das características de inspeção de materiais não magnéticos, como por
exemplo o Alumínio, sabe-se que, ao aproximar a sonda do material, uma certa
quantidade de energia é drenada da sonda para gerar correntes parasitas, de modo que
sua resistência R aumenta e sua reatância indutiva XL diminui.
Já para o caso de materiais magnéticos, como o aço, ao passar correntes parasitas
pela peça há um alinhamento de spins. Desse modo, o campo magnético secundário
torna-se muito intenso, maior até mesmo que o campo primário, aumentando então XL.
Figura 2.6 Plano de impedância resultante da inspeção por correntes parasitas em um
material magnético e outro não magnético. (Modificada de imagem disponível em NDT
Resource Center, 1999)
Além da caracterização de materiais, os testes por correntes parasitas também
podem ser aplicados para medição de camadas de revestimentos. (Figura 2.7) Nesse
caso, o material utilizado na base também precisa ser condutor elétrico, mas o
revestimento acima dele não. À vista disso, o revestimento atua como uma camada de ar
entre a sonda e a peça, ou seja, como um Lift-off. Dessa forma, quanto menor a
11
espessura do revestimento, mais correntes parasitas são geradas no material de base,
aumentando então R e diminuindo XL, caso o material seja não magnético.
Figura 2.7 Representação esquemática de um ensaio por correntes parasitas aplicado
para medição de camadas de revestimentos. (Modificada de imagem disponível em NDT
Resource Center, 1999)
Um importante aspecto que também deve ser considerado é a profundidade de
penetração alcançada pelas correntes parasitas, pois embora a densidade de corrente seja
alta na superfície, ela vai diminuindo ao longo da espessura da peça inspecionada.
Dessa forma, é importante saber qual o limite de profundidade atingida pela corrente no
material em questão, de modo a garantir que haja sensibilidade suficiente para a
identificação de falhas. Frente a essa necessidade, estabeleceu-se uma profundidade de
penetração padrão (δ), definida pela profundidade onde haja 37% de correntes parasitas
em comparação com a quantidade de correntes parasitas na superfície. (Figura 2.8)
Figura 2.8 Representação esquemática da profundidade de penetração alcançada
pelas correntes parasitas. (Hansen, J., maio de 2004)
12
Essa profundidade δ depende da frequência do sensor (em outras palavras, da
frequência de excitação da corrente alternada), além da condutividade elétrica e da
permeabilidade magnética do material analisado. Portanto, δ (em mm) é determinada
por:
(1)
Onde 3,14, = frequência de teste (em Hz), µ = permeabilidade magnética do
material inspecionado (medida em H/mm e igual a 1 para materiais não ferrosos, como
níquel, e aços inoxidáveis austeníticos) e = condutividade elétrica do material
inspecionado (em % IACS). (NDT Resource Center, 1999) Deve-se ressaltar ainda que,
até uma profundidade máxima de 2 x δ, há sensibilidade para identificar defeitos na
peça. Pode-se perceber também que, quanto maior µr, ou 1/ρ (condutividade), menor
será δ.
2.2.3 Frequência aplicada à técnica
A frequência é um importante parâmetro a ser determinado nos ensaios não
destrutivos que envolvem eletromagnetismo. Fisicamente, ela indica a frequência de
oscilação da corrente alternada primária, que passa pela bobina, e sua unidade de
medida padrão chama-se Hertz (Hz), isto é, 1 ciclo por segundo. Na inspeção por
correntes parasitas, em especial, ela pode assumir valores, em geral, entre 5 Hz e 10
MHz. (Handbook, N. T., Vol. 5) Em meio a esse vasto intervalo de valores, deve-se
sempre buscar uma frequência ótima de trabalho nos ensaios por correntes parasitas,
garantindo assim a maior sensibilidade possível na detecção de defeitos. (Handbook, N.
T., Vol. 2)
Para uma melhor compreensão da relação da frequência com os ensaios por
correntes parasitas, alguns conceitos físicos precisam ser relembrados. O primeiro
desses conceitos diz respeito ao fenômeno de indução eletromagnética (já citado no
início da seção 2.1.1), que pode ser compreendido como uma variação de fluxo
magnético através de um circuito, de modo a induzir uma força eletromotriz –
13
denominada “fem induzida” – e uma corrente – chamada de “corrente induzida” – nesse
circuito.
Esse conceito tem como princípio a Lei de Faraday, que relaciona a fem ao fluxo
magnético variável em qualquer tipo de espira, inclusive uma bobina aplicada em um
ensaio por correntes parasitas. Dessa forma, de acordo com a Lei de Faraday da
indução, “a fem induzida em uma espira fechada é dada pela taxa de variação do fluxo
magnético passando através da área delimitada pela espira.” (Young et al., 2009) Essa
definição pode ser expressa da seguinte forma:
(2)
Onde a feminduzida é medida em volts e dϕB/dt é a taxa de variação do fluxo de
campo magnético (ϕB), sendo essa taxa medida em webers/segundo.
Dessa forma, percebe-se que, quanto mais ϕB variar ao longo do tempo, maior será
a feminduzida e, analogamente, maiores serão também as correntes induzidas (chamadas
de correntes parasitas, nos casos de inspeção por ECT).
Pela Figura 2.9, pode-se obervar que, quanto maior a frequência de oscilação ao
longo do tempo, menor será o intervalo dt ocupado por cada pico. Consequentemente,
conforme verificado matematicamente em (2), maior será a feminduzida e, portanto,
maiores serão também as correntes induzidas, isto é, as correntes parasitas. Além do
mais, conforme já visto na seção 2.1.2, . Logo, uma maior frequência
implica em uma maior reatância indutiva. Por fim, como , um maior
XL aumentará então o valor da impedância elétrica, garantindo assim uma maior
amplitude nos sinais obtidos por ECT.
14
Figura 2.9 Ondas de diferentes frequências ao longo do tempo. (Modificada de imagem
disponível em Explicatorium, 2014)
2.2.4 Vantagens e Limitações
As principais vantagens da inspeção por correntes parasitas são:
Sensibilidade a pequenas trincas e outros defeitos;
Detecção de defeitos não apenas na superfície, mas também próximos à
superfície;
Análise de outros tipos, além da detecção de defeitos, como por exemplo de
espessura/profundidade;
Resultado imediato;
Portabilidade do equipamento (sensor com osciloscópio);
Exigência de uma preparação mínima da peça antes da análise;
Sem necessidade de contato entre a sonda e a peça;
Inspeção possível em materiais condutores de diferentes tamanhos e geometrias.
15
Há, entretanto, algumas limitações:
Apenas materiais condutores podem ser inspecionados;
A superfície deve estar acessível à sonda e deve ser preparada, pois muita
rugosidade torna a análise do sinal mais difícil;
A habilidade e a formação exigidas para a execução dessa técnica são maiores
do que em outras técnicas;
Padrões de referência geralmente são necessários para a configuração do ensaio;
A profundidade de penetração é limitada, pois ao diminuir a frequência do
sensor para penetrar mais, perde-se resolução;
Lift-off, que varia muito por conta da superfície rugosa da maioria dos materiais,
tornando o sinal inconstante.
2.3 Estudo de casos
A utilização de trincas reais para o desenvolvimento de trabalhos experimentais
com correntes parasitas sempre foi limitada, em decorrência da dificuldade e do alto
custo de obtenção dessas trincas. Em geral, opta-se pela utilização de entalhes artificiais
(eletroerosão, por exemplo), como forma de simular o comportamento dos sinais que
seriam obtidos com as trincas reais. Em 2005, por exemplo, Yusa et al. afirmaram em
um artigo, referente à detecção de trincas de fadiga e de corrosão sob tensão, que este se
tratava de um dos primeiros trabalhos, até então publicados, a considerar a inspeção por
correntes parasitas de trincas reais.
No que diz respeito à busca por otimizar a escolha dos parâmetros de ECT de maior
influência para a detecção e o dimensionamento de trincas superficiais, um trabalho
significativo foi publicado em 2006 por Helifa et al. Em corpo de prova de aço
ferromagnético (XC38), foram feitos entalhes por eletroerosão (EDM), como forma de
simular as trincas superficiais reais. Os ensaios foram feitos com quatro sondas
diferentes, duas absolutas (com 12 e 25 mm de diâmetro) e duas diferenciais (com os
mesmos diâmetros das absolutas), as quais foram operadas manualmente e com
frequências entre 1kHz e 1 MHz.
16
A escolha da frequência de operação foi feita, em cada caso, de modo a conciliar a
profundidade de penetração das correntes parasitas com a profundidade do defeito a ser
inspecionado. Dessa forma, defeitos mais superficiais, por exemplo, foram
inspecionados com frequências maiores, as quais apresentam uma interação
eletromagnética de menor profundidade, conforme visualizado pela equação (1), na
seção 2.22. Já para a detecção dos defeitos superficiais com maior profundidade (ou até
mesmo subsuperficiais), as melhores frequências de operação são as menores, uma vez
que, quanto menor , maior a profundidade de penetração das correntes parasitas. Por
outro lado, conforme raciocínio desenvolvido na seção 2.2.3 e demonstrado pela
equação (2), definida pela Lei de Faraday, menores frequências estão associadas a
maiores intervalos de tempo dt, causando uma menor feminduzida e, consequentemente,
menos correntes parasitas, fazendo com que o sinal fique mais atenuado.
Entre os resultados apresentados, percebeu-se que um entalhe superficial com 0,16
mm de abertura e 1,2 mm de profundidade, quando inspecionado pela sonda absoluta de
12 mm, pôde ser detectado por uma larga gama de frequências. Entretanto, em 100 kHz
foi medida a maior amplitude de sinal. (Figura 2.10)
Figura 2.10 Variação da amplitude do sinal com a frequência, em entalhe reto, com 1,2
mm de profundidade e 0,16 mm de abertura, em aço XC38, inspecionado com sonda
absoluta de 12 mm de diâmetro. (Helifa et al., 2006)
17
Além do mais, esse trabalho também relatou a importância de se escolher uma
sonda de diâmetro compatível com a abertura dos entalhes a serem analisados. Ainda
que as sondas de maior diâmetro poupem tempo de ensaio, as sondas de menor diâmetro
são caracterizadas por apresentarem melhores resultados tanto para os entalhes de
menores dimensões, como para superfícies maiores, mas com perfis complicados.
Essa diferença de resultados entre sondas de diferentes diâmetros pode ser
constatada na Figura 2.11, também publicada no artigo de Helifa et al. Ao compararem
as amplitudes dos sinais obtidas na inspeção de um único entalhe reto, com 1,2 mm de
profundidade e 0,16 mm de abertura, utilizando as sondas absolutas de 12 mm (A12) e
25 mm (A25) de diâmetro em frequências variando de 0 a 10 kHz – intervalo este que
seguiu a faixa de operação recomendada pelo fabricante –, os autores constataram que a
sonda de menor diâmetro obteve sinais de maior amplitude em todas as frequências
testadas. Eles afirmam que a amplitude do sinal de um defeito está relacionada à razão
volume do defeito/volume inspecionado pela sonda. Dessa forma, com o aumento do
diâmetro da sonda, o volume sondado também se torna maior, tal que o valor da razão
em questão diminui, assim como a amplitude do sinal.
Figura 2.11 Variação da amplitude do sinal com a frequência, em inspeção de entalhe
reto (1,2 mm de profundidade e 0,16 mm de abertura) feito em aço XC38, utilizando
duas sondas absolutas de diferentes diâmetros (“A12” com diâmetro 12 mm e “A25”
com 25 mm). (Helifa et al., 2006)
18
O artigo de Helifa et al. considera ainda que um comprimento de entalhe maior do
que o diâmetro da sonda evita maiores perturbações no ensaio. De fato, de acordo com
uma publicação de Cecco et al. em 1996, a amplitude do sinal acaba variando nos casos
em que o entalhe apresenta um comprimento menor do que o diâmetro da sonda,
enquanto no caso contrário, a sonda não é capaz de perceber variações de comprimento
dos entalhes e a amplitude torna-se constante, como se os entalhes analisados tivessem
um mesmo comprimento.
Em 2009, Nakagawa et al. afirmaram conhecer uma regra geral, a qual dizia que
um sinal obtido por correntes parasitas, correspondente a uma trinca de fadiga, poderia
apresentar 60% da amplitude do sinal de um entalhe retangular de tamanho similar,
obtido por EDM. Nessa mesma publicação, os autores buscaram compreender o efeito
da abertura de uma descontinuidade na amplitude do sinal de ECT, ao inspecionar
materiais de baixa condutividade elétrica com pequenas trincas. Nesse estudo, eles
utilizaram dois corpos de prova (CPs) feitos com uma liga de Ti (Ti-6246) e outros dois,
com uma superliga de Ni (IN-100). Em cada CP foram feitos 6 entalhes, organizados
em duas linhas: uma linha contendo 3 entalhes retangulares e outra linha com 3 entalhes
semi-circulares. Os entalhes de cada linha apresentavam mesmo tamanho (com
comprimento de 0,508 mm ou de 0,762 mm), variando apenas as aberturas, que mediam
0,025 mm, 0,076 mm e 0,127 mm. Cada entalhe foi varrido por 4 sondas, todas com um
formato tipo caneta e com um diâmetro externo de aproximadamente 1,5 mm. Dentre
elas, duas sondas eram absolutas, uma com frequência de operação de 500 kHz e outra
de 5 MHz, e duas sondas eram diferenciais, uma com frequência de operação de 2 MHz
e outra de 6 MHz. Entretanto, os dados referentes às sondas de 5 MHz (absoluta) e de 6
MHz (diferencial) não foram exibidos, sob a alegação de que ambos apresentavam
comportamentos muito semelhantes aos outros resultados mostrados.
Os resultados obtidos experimentalmente foram comparados com os resultados de
um modelo matemático, desenvolvido pelos próprios autores Nakagawa et al. Ambos
podem ser vistos na Figura 2.12 e na Figura 2.13, que se referem aos sinais obtidos com
a sonda absoluta de 500 kHz e com a diferencial de 2 MHz, respectivamente. Apesar de
não estarem representados nos gráficos, o artigo afirma que, em todos os casos, os erros
calculados foram de 10% ou menos.
19
Nas duas figuras (2.12 e 2.13), pode-se perceber que, apesar do comprimento dos
entalhes não ter sido o foco do estudo, aqueles com 0,762 mm de comprimento
apresentaram um pico de amplitude maior do que os cortes com 0,508 mm de
comprimento. Já no que diz respeito às aberturas, concluiu-se que, independente da
sonda e da frequência utilizadas (500 kHz, para a sonda absoluta ou 2 MHz, para a
sonda diferencial), o comportamento foi sempre o mesmo: quanto maior a abertura,
maior a amplitude do sinal obtido (tanto o experimental como o calculado).
Por fim, pode-se concluir ainda que a sonda diferencial obteve amplitudes de sinal
maiores do que a sonda absoluta. Todavia, não se sabe se essa conclusão deve-se, de
fato, ao tipo de sonda, uma vez que a frequência da sonda diferencial também foi maior
do que a adotada na operação da sonda absoluta.
Além do mais, esse mesmo trabalho de Nakagawa et al. avaliou que há diferença na
resposta do sinal obtido por ECT, quando o entalhe apresenta uma forma retangular e
quando sua forma é semicircular (tunelamento). Pela Figura 2.14, observa-se que a
amplitude do sinal obtido com os entalhes de formato retangular é sempre maior do que
a do sinal referente aos entalhes de formato semicircular. Adicionalmente, calculou-se
que, no caso das trincas com 0,762 mm (0,030”) de comprimento, há uma redução de
28% entre o maior sinal obtido – referente ao entalhe retangular com 0,127 mm (0,005”)
de abertura – e o menor sinal – referente ao entalhe semicircular com 0,025 mm
(0,001”) de abertura. Já no caso das trincas com 0,508 mm (0,020”) de comprimento,
essa redução foi de 40%.
20
Figura 2.12 Comparação dos resultados teóricos e experimentais obtidos para as
voltagens pico-a-pico obtidas nos sinais calculados ou medidos por uma sonda absoluta
comercial com frequência de 500 kHz. A notação utilizada para nomear os entalhes
pode ser compreendida da seguinte forma: “30” e “20” referem-se aos valores de
comprimento dos entalhes, isto é, 0,762 mm (0,030”) e 0,508 mm (0,020”),
respectivamente; “RT” e “SC” referem-se aos formatos dos entalhes, retangular e semi-
circular, respectivamente; e os números 5, 3 ou 1 indicam os valores das aberturas, de
0,127 mm (0,005”), 0,076 mm (0,003”) e 0,025 mm (0,001”), respectivamente. Os dois
conjuntos de 12 entalhes foram feitos em corpos de prova de Ti-6246 e de IN 100.
(Nakagawa et al., 2009)
21
Figura 2.13 Comparação dos resultados teóricos e experimentais obtidos para as
voltagens pico-a-pico obtidas nos sinais calculados ou medidos por uma sonda
diferencial comercial com frequência de 2 MHz. A notação utilizada para nomear os
entalhes pode ser compreendida da seguinte forma: “30” e “20” referem-se aos valores
de comprimento dos entalhes, isto é, 0,762 mm (0,030”) e 0,508 mm (0,020”),
respectivamente; “RT” e “SC” referem-se aos formatos dos entalhes, retangular e semi-
circular, respectivamente; e os números 5, 3 ou 1 indicam os valores das aberturas, de
0,127 mm (0,005”), 0,076 mm (0,003”) e 0,025 mm (0,001”), respectivamente. Os dois
conjuntos de 12 entalhes foram feitos em corpos de prova de Ti-6246 e de IN 100.
(Nakagawa et al., 2009)
22
Figura 2.14 Sinais da voltagem vertical pico-a-pico, obtida experimentalmente, versus
Abertura do entalhe. Dados obtidos das amostras de Ti-6246, com a sonda diferencial
operando em uma frequência de 2 MHz. (Nakagawa et al., 2009)
Em 2010, um artigo publicado por Larson et al. investigou o efeito da abertura do
entalhe cortado por eletroerosão (EDM) no sinal obtido por ECT, em função da
frequência adotada na bobina de uma sonda diferencial tipo caneta (pencil-type). O sinal
resultante do entalhe de EDM também foi comparado com o sinal referente a trincas de
fadiga obtidas em laboratório. Os corpos de prova foram fabricados com a liga de
alumínio 6061-T6, cuja condutividade elétrica é 47,8% IACS. Os entalhes, por sua vez,
foram feitos, em sua maioria, com formato semicircular, havendo ainda alguns entalhes
retangulares. As aberturas dos cortes variaram de 0,0305 a 0,1321 mm. As frequências
de teste foram 50 kHz, 100 kHz, 200 kHz, 500 kHz e 1 MHz.
A Figura 2.15 apresenta a amplitude do sinal obtido, de acordo com as frequências
adotadas e com as aberturas dos entalhes inspecionados. No gráfico à esquerda, os
entalhes apresentavam um comprimento de 0,51 mm e, à direita, 3,05 mm. Como já
esperado, a amplitude do sinal decresce conforme a abertura do entalhe diminui. Além
23
do mais, pode-se perceber que os dados seguem uma linha de tendência linear, cujo
coeficiente angular aumenta, conforme a frequência de ensaio também aumenta.
Portanto, em menores frequências, conclui-se que a amplitude do sinal varia menos com
a mudança de abertura dos entalhes. Essa tendência é mais nítida para os sinais
referentes aos entalhes de maior comprimento, no caso, exibidos no gráfico da direita.
Figura 2.15 Gráficos apresentando a amplitude do sinal normalizado em relação à
abertura dos entalhes, variando a frequência de trabalho. À esquerda, gráfico com os
dados normalizados obtidos na inspeção dos entalhes com formato semicircular e com
comprimento de 0,51 mm. À direita, gráfico com os dados também normalizados,
referentes aos entalhes de mesmo formato, porém com comprimento de 3,05 mm.
(Larson et al., 2010)
Já na Figura 2.16, a amplitude do sinal é plotada em função justamente do
comprimento das trincas de fadiga e dos entalhes de eletroerosão, considerando ainda a
medida da abertura e o formato desses entalhes (semicircular ou retangular). Cada um
dos quatro gráficos plotados indica uma frequência de trabalho. Em todos eles, pode-se
ver que, independente da frequência de trabalho, a amplitude do sinal decresce não
apenas com a diminuição do comprimento ou da abertura dos entalhes e trincas,
conforme já esperado, mas também de acordo com o formato. Em outras palavras,
conclui-se que entalhes retangulares apresentam sinal de maior amplitude do que os
com formato semicircular, ainda que ambos tenham o mesmo comprimento e o mesmo
tamanho de abertura.
24
Outra análise interessante, a partir da Figura 2.16, diz respeito à extrapolação feita a
partir dos dados obtidos em laboratório, de modo a obter uma estimativa da amplitude
dos sinais para o caso de um entalhe com abertura tendendo a zero, conforme indicado
pelos marcadores de cor laranja nos gráficos. Percebe-se que os sinais desse caso têm
um comportamento similar ao observado nas trincas de fadiga. Além do mais, pode-se
ver que, quanto maior a frequência de teste, mais separadas as curvas estão entre si,
indicando uma maior influência das aberturas dos entalhes e trincas na amplitude dos
sinais.
Figura 2.16 Gráficos de apresentação da amplitude do sinal em função do
comprimento das descontinuidades, as quais variam entre entalhes de diferentes
aberturas ou trincas de fadiga obtidas por ensaio de baixo ciclo. As linhas sólidas de cor
cinza indicam os dados referentes aos entalhes de diferentes aberturas; a linha tracejada
representa os sinais estimados, por meio de extrapolação dos dados empíricos, para um
entalhe de abertura tendendo a zero; os pontos de cor verde, por fim, indicam os sinais
das trincas de fadiga, enquanto a linha sólida de cor preta representa a linha de
tendência, traçada a partir desses dados obtidos para a trinca de fadiga. (Larson et al.,
2010)
25
2.3.1 Considerações finais sobre o atual estágio de desenvolvimento e
estudo do efeito das inspeções de ECT em entalhes de
eletroerosão
Diante dos estudos que foram apresentados na seção anterior, alguns pontos
merecem ser destacados. Um deles diz respeito ao comportamento do sinal de ECT para
trincas reais, o qual muitas vezes é aproximado a partir de resultados experimentais.
Pelo estudo de casos, pôde-se verificar que essa aproximação, a partir de entalhes
obtidos por EDM, é frequentemente adotada, tendo em vista a dificuldade e o custo de
obtenção das trincas reais.
Além do mais, tornou-se clara a influência das características dos entalhes
(abertura, comprimento, profundidade e formato) nos resultados obtidos. No artigo
publicado por Nakagawa et al. em 2009, por exemplo, verificou-se que, ao comparar
entalhes de mesmo comprimento, mas com aberturas e formato diferentes, aquele de
abertura maior e formato retangular apresentou um sinal de amplitude 28% (no caso dos
entalhes com menor comprimento) a 40% maior (no caso dos entalhes com maior
comprimento) do que aquele de menor abertura e forma semicircular. As dimensões dos
entalhes também devem ser consideradas na escolha da sonda de trabalho, cujo
diâmetro deve ser, quando possível, menor do que o comprimento do entalhe. Dessa
forma, a razão “volume do defeito/volume inspecionado pela sonda” deve ser a maior
possível, aumentando assim, consequentemente, a amplitude do sinal.
No que diz respeito aos parâmetros físicos do teste por correntes parasitas, pôde-se
perceber que a escolha da frequência de trabalho é de especial importância para o
aprimoramento de detecção da sonda. Embora um mesmo entalhe ou trinca possa ser
detectado por uma vasta gama de frequências, sempre há uma frequência ótima de
operação, como no caso apresentado no artigo de Helifa et al. (2006), no qual a maior
amplitude de sinal foi obtida em 100 kHz. Deve-se considerar também que a frequência
tem relação direta com a profundidade de penetração das correntes parasitas, de modo
que defeitos mais profundos precisam ser inspecionados por frequências menores (e
vice-versa) para que sejam detectados. Entretanto, apesar de menor gerar correntes
parasitas com maior capacidade de penetração no material inspecionado, a quantidade
de corrente induzida diminui, o que torna o sinal mais atenuado. Por fim, vale destacar
26
que os gráficos de Amplitude do Sinal Normalizado x Abertura do Entalhe, publicados
por Larson et al. (2010), apresentaram coeficientes angulares diretamente proporcionais
à frequência de ensaio.
2.3.2 Justificativa e motivação para o presente estudo
Em meio a todo esse cenário exposto até então, o presente trabalho busca contribuir
para uma melhor compreensão da relação entre os sinais de ECT obtidos para uma
trinca de fadiga e para entalhes de eletroerosão com diferentes aberturas. Para isso,
decidiu-se fazer algumas simplificações no estudo que não foram levadas em
consideração pelos demais autores: determinou-se que o único parâmetro que
influenciaria os sinais nos ensaios seria a abertura dos entalhes. Portanto, os entalhes
fabricados apresentam uma profundidade e comprimento grandes o suficiente para não
influenciarem nos resultados. Em outras palavras, tanto a profundidade quanto o
comprimento podem ser considerados infinitos para as correntes parasitas nos ensaios
deste trabalho. Com isso, as variáveis consideradas se reduzem a apenas duas principais
– a amplitude do sinal e as aberturas –, o que torna possível a obtenção de uma relação
direta entre ambos. Além do mais, buscou-se encontrar a frequência ótima de operação,
em um intervalo de 50 a 400 kHz. Para definir esses valores de frequência dos testes,
dois aspectos foram levados em consideração: o material inspecionado; e a faixa de
operação (50 a 500 kHz) indicada pelo fabricante da sonda absoluta utilizada. O corpo
de prova foi fabricado em Inconel 625, uma superliga de Ni muito aplicada na indústria
do petróleo. Apesar do trabalho publicado por Nakagawa et al. (2009) também ter
realizado um estudo de ECT em uma superliga de Ni (IN 100, no caso), as frequências
de trabalho adotadas eram consideravelmente maiores (500 kHz, 2 MHz, 5 MHz e 6
MHz). Já no artigo de Larson et al. (2010), as frequências escolhidas eram condizentes
com as adotadas neste trabalho, porém o material era uma liga de alumínio (6061-T6),
que é mais amigável em ECT devido à sua elevada condutividade.
27
3 MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 Corpo de prova
O corpo de prova (CP) utilizado foi do tipo compacto em tração, também chamado
de CT, de acordo com especificações da norma ASTM E 647. Ele foi feito com Inconel
625 e apresentava as seguintes dimensões: 61,10 mm de comprimento, 63,70 mm de
largura e 7,95 mm de espessura. (Figura 3.1)
Figura 3.1 Desenho do CP fabricado, do tipo CT, com suas medidas em milímetros.
Inicialmente o CP foi usinado, de modo a adquirir um bom acabamento superficial.
Caso contrário, pequenas irregularidades poderiam gerar tensões residuais na peça e,
consequentemente, prejudicar o resultado do ensaio de fadiga, conforme explicado na
norma ASTM E 647.
Em seguida, foi realizado então o ensaio de fadiga do tipo tração-compressão com o
objetivo de propagar uma trinca de fadiga, mas não chegar a atingir a ruptura do CP.
Com essa finalidade, utilizou-se uma máquina servohidráulica da marca Instron. A
carga adotada no ensaio foi de 15 kN, com uma frequência de 10 Hz e
aproximadamente 100.000 ciclos.
28
Já com a trinca de fadiga, cuja profundidade é igual à espessura do CP (conforme
apresentado na Figura 3.1), o CP foi levado para um prestador de serviços de cortes por
eletroerosão (EDM, do inglês electric discharge machining). Foi solicitada a realização
de cinco entalhes, os quais também atravessam toda a espessura do CP, porém com
aberturas distintas. Dessa forma, chegou-se ao corpo de prova em seu estado final,
conforme mostrado na Figura 3.2.
Figura 3.2 Corpo de prova com uma trinca de fadiga e cinco1 entalhes cortados por
eletroerosão (EDM), conforme indicado pela numeração.
3.2 Microscopia óptica
Com a peça já contendo a trinca de fadiga e os cinco entalhes de eletroerosão de
diferentes aberturas, optou-se por medir a abertura da trinca e dos entalhes através de
imagens obtidas por microscopia óptica. O microscópio utilizado foi da marca Zeiss,
modelo Axio Imager.M1m. As imagens foram feitas buscando-se contemplar toda a
extensão da trinca e dos entalhes.
1 O sexto entalhe exibido na Figura 3.2 foi fabricado posteriormente, quando os
experimentos para o presente trabalho já estavam finalizados.
Trinca
1
1
1
2
5
3 4
29
3.2.1 Método de medição das aberturas
Com as imagens já obtidas, foi dado início ao processo de medição das aberturas com o
auxílio do software ImageJ®. Como a trinca e os entalhes não são completamente lisos,
suas aberturas podem variar ligeiramente ao longo de sua extensão. Dessa forma, optou-
se por realizar em torno de 10 medições no início de cada uma das aberturas (Figura
3.3) e calcular o valor médio da abertura.
Figura 3.3 Exemplo de como foi realizada a medição das aberturas dos entalhes e da
trinca de fadiga.
3.3 Ensaios por Correntes Parasitas
Para os ensaios de correntes parasitas, foi utilizada a sonda absoluta ZETEC DT
30PS (Figura 3.4), cuja frequência de operação é de 50 a 500 kHz e um diâmetro efetivo
de 3 mm. A sonda foi acoplada ao equipamento OmniScan MX ECA (Figura 3.5), que
por sua vez foi acoplado a um osciloscópio. Pelo osciloscópio, foi possível conectar um
pendrive e obter todos os pontos de varredura de todos os testes, viabilizando um
posterior tratamento desses dados.
30
Figura 3.4 Sonda absoluta ZETEC DT 30PS
Figura 3.5 Equipamento OmniScan MX ECA (Olympus, 2006)
Os parâmetros utilizados no OmniScan foram: 4,0 V pico a pico, ganho de 42,0 dB
e ganho vertical de 6,0 dB. As frequências de teste escolhidas foram 50 kHz, 100 kHz,
250 kHz e 400 kHz.
Todos os entalhes, bem como a trinca de fadiga, foram ensaiados com todas as
frequências. Em cada ensaio (com uma dada frequência), foram realizadas manualmente
10 varreduras por entalhe/trinca, resultando então, para cada caso, em 10 picos de
amplitude do sinal, de modo a obter validade estatística dos resultados (Tabela 3.1). No
entanto, como o osciloscópio armazenava apenas os sinais que aparecessem no visor
dele, os 10 picos ficavam muito próximos um do outro para que todos coubessem no
visor e, consequentemente, poucos pontos da linha de base entre um pico e outro eram
armazenados. Como solução para esse problema, optou-se por obter 5 picos de sinal em
cada teste, ao invés de obter todos os 10 picos de uma vez só. Dessa forma, foi possível
obter mais pontos experimentais na linha de base entre cada pico, tornando assim mais
31
confiáveis os resultados dos tratamentos estatísticos posteriores, com cálculos de média
e desvio padrão.
Tabela 3.1 Representação esquemática de todas as condições de ensaio adotadas,
sendo os 10 picos obtidos em dois testes separados, com 5 picos cada.
Frequências
de ensaio
Trinca de
fadiga Entalhe 1 Entalhe 2 Entalhe 3 Entalhe 4 Entalhe 5
50 kHz 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos
100 kHz 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos
250 kHz 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos
400 kHz 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos 10 picos
3.3.1 Métodos de tratamento dos dados
Ao longo de toda essa etapa, o software utilizado para tratar os dados foi o
MATLAB®. Inicialmente, aplicou-se uma rotina para que os dados dos ensaios, lidos
pelo osciloscópio e salvos em Excel, fossem armazenados no próprio MATLAB®.
Em seguida, foi utilizada uma rotina capaz de filtrar os ruídos dos sinais obtidos
nos ensaios e plotar dois gráficos já filtrados: um de Volts x Samples (pontos
amostrais), no qual os 5 picos de R e de XL foram plotados; e outro na forma de plano
de impedância, R x XL (Figura 3.6). Esse procedimento foi repetido para cada conjunto
de 5 picos, em cada uma das condições de ensaio exibidas na Tabela 3.1.
32
Figura 3.6 Gráficos obtidos a partir dos dados de ensaio filtrados por MATLAB®. À
esquerda, gráfico de Volts x Samples (pontos amostrais), com os 5 sinais de R (em azul)
e os 5 sinais de XL (em vermelho). À direita, gráfico de R x XL (plano de impedância).
Ao passo em que todos os sinais tiveram seu ruído filtrado, com um filtro média
móvel com abertura de janela de 5 amostras, uma nova rotina foi aplicada. Nessa nova
etapa, o objetivo era calcular o módulo da impedância Z, sabendo que ,
conforme já explicado na seção 2.2.2. Dessa forma, cada um dos dois conjuntos de 5
picos, de cada uma das condições adotadas (Tabela 3.1), teve Z calculado ponto a ponto,
a partir dos valores de R e XL já filtrados na etapa anterior. Como resultado, foram
então plotados 3 gráficos: R x Samples, XL x Samples e Z x Samples (Figura 3.7).
33
Figura 3.7 Gráficos obtidos por MATLAB®. Embaixo, estão plotados os gráficos de R
x Samples e XL x Samples, com os dados referentes a R e XL já filtrados pela etapa
anterior. Em cima, encontra-se plotado o gráfico |Z| x Samples, gerado a partir do
módulo |Z| calculado pelos respectivos valores de R e XL ponto a ponto.
A partir dos valores de Z calculados, os dois conjuntos de 5 picos (10 picos no
total), de cada condição de ensaio, foram plotados em um mesmo gráfico de Z x
Samples, de modo a analisar os 10 pontos de máximo dos picos do gráfico, bem como
identificar o intervalo de cada linha de base (trecho entre um pico e outro). Dessa forma,
calculou-se a média de cada linha de base e, em relação a essa média e ao ponto de
máximo identificado em cada pico, calculou-se a amplitude de cada sinal. Por fim,
tendo a amplitude de cada sinal e a média de cada linha de base, foram calculadas a
amplitude média total do gráfico, com seu respectivo desvio padrão (DP), e a linha base
média total do gráfico. (Figura 3.8)
34
Figura 3.8 Gráfico de |Z| x Samples (pontos amostrais), com indicação da amplitude
média, de 1 DP e de 2 DPs (para cima e para baixo) e da linha base média.
Por fim, para cada uma das condições de ensaio adotadas (conforme Tabela 3.1),
foram selecionados apenas os picos que estivessem dentro do intervalo de 1 DP, de
acordo com o respectivo gráfico |Z| x Samples. Esta etapa foi adotada, pois se verificou
que, em determinados casos, a amplitude pode ter pequenas variações dependendo do
manuseio do operador. Então, os sinais que estivessem fora do intervalo de mais ou
menos um desvio em relação à média foram desconsiderados para as futuras análises.
Por conseguinte, considerando apenas as amplitudes dos picos selecionados (que
estavam dentro do intervalo de ± 1DP), foi calculada uma nova amplitude média com
um novo desvio padrão. Vale comentar que, se houvesse uma maior quantidade de
sinais, a primeira amplitude média poderia ser adotada direto.
35
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES
4.1 Medidas das aberturas
A partir de aproximadamente 10 medições realizadas ao longo do início de cada
entalhe, bem como da trinca de fadiga, conforme já explicado na seção 3.2.1, foram
calculados então a média e o desvio padrão da medida de cada abertura. (Tabela 4.1)
Tabela 4.1 Média e desvio padrão da abertura da trinca de fadiga e dos entalhes.
Abertura Trinca Entalhe 1 Entalhe 2 Entalhe 3 Entalhe 4 Entalhe 5
Média (mm) 0,003 0,386 0,426 0,253 0,247 0,198
Desvio Padrão (mm) 0,0002 0,008 0,004 0,004 0,004 0,007
4.2 Correntes Parasitas
A partir dos tratamentos dos dados dos gráficos de |Z| x Samples, foram calculados
o valor médio e o desvio padrão das amplitudes dos sinais em cada conjunto de 10
picos, isto é, em cada condição de ensaio, conforme explicado na seção anterior. O
resultado dos cálculos encontra-se na Tabela 4.2.
Tabela 4.2 Amplitude média e desvio padrão calculados para cada condição de ensaio.
50 kHz 100 kHz 250 kHz 400 kHz
Abertura Média da amplitude
DP Média da amplitude
DP Média da amplitude
DP Média da amplitude
DP
mm V V V V V V V V
Trinca de Fadiga
0,003 0,2655 0,1363 0,6090 0,1534 0,8279 0,1146 0,8556 0,1136
Entalhe 1 0,38626 0,2551 0,1564 0,7731 0,1869 1,1063 0,1288 1,5096 0,0702
Entalhe 2 0,42566 0,3539 0,1385 0,8509 0,2032 1,3015 0,1019 1,6827 0,1187
Entalhe 3 0,25254 0,3132 0,2007 0,7392 0,2467 1,0296 0,0838 1,3256 0,1748
Entalhe 4 0,24733 0,2958 0,2017 0,6905 0,2695 0,7903 0,1251 1,1549 0,1520
Entalhe 5 0,19838 0,2497 0,3673 0,7393 0,3299 0,9845 0,0978 1,3227 0,1995
36
Portanto, com os gráficos de |Z| x Samples (pontos amostrais), conforme exemplo
dado na Figura 3.8, selecionou-se, para cada condição, os picos que estivessem dentro
do intervalo de 1 DP, seguindo o que já foi explicado na seção 3.3.1. Com esses picos já
selecionados, calculou-se uma nova amplitude média e um novo desvio padrão para
cada um dos entalhes ou trinca, com cada uma das frequências trabalhadas, conforme
indicam os resultados exibidos na Tabela 4.3.
Tabela 4.3 Amplitude média e desvio padrão calculados para cada condição de ensaio,
após filtrar apenas os picos que estivessem dentro do intervalo de 1 DP.
50 kHz 100 kHz 250 kHz 400 kHz
Abertura Média da amplitude
DP Média da amplitude
DP Média da amplitude
DP Média da amplitude
DP
mm V V V V V V V V
Trinca de Fadiga
0,003 0,2653 0,1348 0,6002 0,1532 0,8469 0,1123 0,8393 0,1191
Entalhe 1 0,38626 0,2815 0,1503 0,7546 0,1866 1,0641 0,1355 1,5311 0,0659
Entalhe 2 0,42566 0,3596 0,1373 0,8675 0,2038 1,3211 0,0926 1,6820 0,1189
Entalhe 3 0,25254 0,3166 0,2033 0,7507 0,2471 1,0105 0,0863 1,3542 0,1556
Entalhe 4 0,24733 0,3005 0,2049 0,6887 0,2757 0,7766 0,1243 1,2212 0,1551
Entalhe 5 0,19838 0,2510 0,3679 0,7474 0,3235 0,9524 0,1049 1,3475 0,2067
Para uma melhor análise dos resultados apresentados na Tabela 4.3, plotou-se o
gráfico de Média da Amplitude (V) x Abertura (mm), conforme apresentado na Figura
4.1.
Conforme observado, quanto maior a frequência de operação, maior é a amplitude
média dos sinais. Esse resultado pode ser compreendido pelo fato de que maiores
frequências estão associadas a uma maior geração de corrente, sendo, portanto, mais
efetivas na detecção de trinca ou entalhes na superfície inspecionada, como no presente
trabalho. Dessa forma, a frequência que obteve maiores amplitudes dos sinais foi 400
kHz. Esse resultado difere do obtido por Helifa et al. (2006), cuja frequência ótima de
operação foi 100 kHz. Contudo, as condições de ensaio aplicadas no artigo de Helifa et
al. foram diferentes: o material utilizado foi um aço ferromagnético (XC38), as medidas
37
do entalhe observado foram diferentes (abertura de 0,16 mm e profundidade de 1,2 mm)
e a sonda absoluta utilizada apresentava maior diâmetro (12 mm).
Além do mais, pode-se visualizar que frequências menores apresentam maiores
desvios em relação à amplitude média, ou seja, uma maior variância de valores. Esse
fato pode ser justificado pela menor quantidade de correntes parasitas que são geradas
em menores frequências, de modo a prejudicar a relação sinal-ruído dos sinais. (Figura
4.2)
Figura 4.1 Gráfico das amplitudes médias (em Volts), com seus respectivos desvios, em
relação às aberturas (em mm) da trinca de fadiga e dos entalhes, de acordo com as
frequências de ensaio adotadas.
A Tabela 4.4 apresenta a profundidade de penetração para cada frequência testada.
Como se pode observar, a profundidade de penetração é sempre menor que a espessura
do corpo de prova (7,95 mm). Portanto, essa dimensão pode ser desconsiderada na
influência dos resultados.
38
Tabela 4.4 Cálculo da profundidade de penetração das correntes parasitas para cada
frequência de ensaio.
Frequência (kHz)
50 100 250 400
Profundidade (mm) 2,55 1,81 1,14 0,90
Figura 4.2 Gráficos de |Z| x Samples, R x Samples e XL x Samples, com uma frequência
de ensaio de: A) 50 kHz, cujos sinais são mais ruidosos; B) 400 kHz, cujos sinais
apresentam menor relação sinal-ruído.
At
i
t
l
e
(
'
E
n
t
a
l
h
e
1
,
4
0
0
k
H
z
(
1
)
'
)
B
39
Ao plotar o mesmo gráfico da Figura 4.1, porém sem o desvio padrão e com um
ajuste linear relacionado aos pontos de cada frequência de ensaio, algumas outras
considerações podem ser feitas. (Figura 4.3)
A partir das linhas de tendência exibidas na Figura 4.3, pode-se constatar que a
diferença entre a amplitude média do sinal associado à trinca de fadiga e a amplitude
média relacionada ao entalhe de maior abertura torna-se cada vez maior, conforme a
frequência aumenta. Em outras palavras, percebe-se que, em maiores frequências, a
amplitude do sinal varia mais com a mudança de abertura dos entalhes, tornando essa
relação do sinal com a abertura dos entalhes mais perceptível. Esse comportamento se
deve à maior densidade de corrente gerada pelas frequências mais altas, aumentando
assim a sensibilidade do sensor. Pelo gráfico, esse fato pode ser comprovado de duas
formas:
1) Pelo coeficiente angular de cada reta (Tabela 4.5), os quais se tornam maiores
conforme a frequência aumenta;
2) Pela diferença percentual entre a amplitude do sinal referente à menor abertura
(da Trinca de Fadiga, com 0,003 mm) e a amplitude associada à maior abertura
(do Entalhe 2, com 0,42566 mm), em cada frequência de trabalho. (Figura 4.4)
Tal resultado condiz com o apresentado no artigo publicado por Larson et al.
(2010), apesar do material utilizado por eles ser uma liga de alumínio, com
condutividade elétrica de 47,8% IACS, enquanto o Inconel 625 apresenta uma
condutividade bem inferior, de 1,34% IACS.
40
Figura 4.3 Gráfico das amplitudes médias (em Volts), com suas respectivas retas de
ajuste linear, em relação às aberturas (em mm) da trinca de fadiga e dos entalhes, de
acordo com as frequências de ensaio adotadas.
Tabela 4.5 Coeficiente angular das retas de ajuste linear, referentes aos sinais obtidos
por ECT com diferentes frequências.
Frequência
50 kHz 100 kHz 250 kHz 400 kHz
Coeficiente angular 0,16941 0,51969 0,93821 1,8561
Por fim, uma última observação pode ser feita a partir da Figura 4.4. Tendo em
vista a diferença percentual entre a amplitude média do sinal de ECT para a trinca de
fadiga e para o entalhe de maior abertura (entalhe 2), a qual tende a aumentar
consideravelmente em elevadas frequências de ensaio, deve-se sempre atentar para a
necessidade de correção dos dados, caso os resultados obtidos com entalhes de
41
eletroerosão sejam utilizados para prever o comportamento do sinal na inspeção de
trincas de fadiga.
Essa diferença percentual entre amplitudes, comparando o sinal referente à maior
abertura com o sinal relacionado à menor abertura, também foi analisada por Nakagawa
et al. em 2009. No entanto, na época, essa análise foi realizada apenas com uma
frequência de operação (2 MHz), com um outro tipo de sonda (diferencial, com
diâmetro de aproximadamente 1,5 mm), além do material utilizado também ser
diferente (Ti-6246) e dos entalhes analisados apresentarem formatos distintos. Porém,
ainda que no trabalho de Nakagawa et al. haja outros parâmetros envolvidos a serem
considerados na interpretação dos resultados obtidos na época (Figura 2.14), percebe-se
que há uma semelhança entre ele e o presente trabalho: ambos indicam uma redução
considerável da amplitude do sinal associado à menor abertura, quando comparada à
amplitude do sinal obtido com a maior abertura.
Figura 4.4 Diferença percentual entre a amplitude do sinal referente à menor abertura
(da trinca de fadiga, com 0,003 mm) e a amplitude associada à maior abertura (do
Entalhe 2, com 0,426 mm), em cada frequência de trabalho.
50,10%
35,89%
30,81%
26,23%
42
5 CONCLUSÕES
A relação entre a abertura de entalhes de eletroerosão e a amplitude média dos
sinais obtidos por ECT apresentou uma grande influência da frequência de teste. Dessa
forma, sabendo que maiores frequências estão associadas a uma maior geração de
corrente, torna-se coerente que a maior frequência adotada no presente trabalho, de 400
kHz, tenha apresentado a maior amplitude média dos sinais referentes à trinca de fadiga
e a todos os entalhes.
Em contrapartida, a maior densidade de corrente gerada pelas frequências mais
altas torna o sensor mais sensível às variações de abertura dos entalhes, de modo a
aumentar a diferença percentual entre a amplitude média do sinal de ECT para a trinca
de fadiga e para o entalhe de maior abertura.
Uma vez que a obtenção de trincas de fadiga em laboratório é difícil e cara, torna-se
compreensível e provável que muitos trabalhos tenham a intenção de utilizar os sinais
obtidos com os entalhes de eletroerosão para prever o comportamento dos sinais
referentes a trincas de fadiga. Nesses casos, o presente trabalho demonstra que a
diferença de sensibilidade às aberturas, de acordo com a frequência adotada, deve ser
considerada.
43
6 PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS
Para futuros trabalhos relativos à análise da influência da representação de trincas
de fadiga a partir de entalhes de eletroerosão nos testes por correntes parasitas, seguem
abaixo algumas sugestões:
- Obter entalhes de eletroerosão com aberturas ainda menores e mais próximas da
abertura de uma trinca de fadiga;
- Obter entalhes de eletroerosão de diferentes formatos;
- Obter entalhes de eletroerosão com diferentes comprimentos e profundidades, de
forma a analisar, em paralelo com as aberturas, a influência dessas medidas na
amplitude do sinal;
- Repetir os experimentos, porém utilizando uma sonda comercial diferencial,
analisando assim qual seria o melhor tipo de sonda para se trabalhar;
- Montar um modelo, no qual os dados de entrada sejam a frequência e a abertura
do entalhe, gerando como resposta a correção do sinal.
44
REFERÊNCIAS BILIOGRÁFICAS
Absolute NDE. Ensaio por correntes parasitas - Superfícies. 1999. Disponível em:
<http://www.absolutende.com/pt/eddycurrenttesting/surfaces>. Acesso em: 03/03/2015.
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