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Shin et al., (2007) avaliaram o comportamento de três tipos de aço ARBL quanto à tenacidade através de ensaio Charpy e a influência de sua microestrutura. Observou-se que a temperatura de transição de aços é afetada pelo grau de pureza do aço e seu tamanho de grão que varia conforme o tipo, tamanho e fração volumétrica das fases presentes. Neste estudo, a temperatura de transição foi interpretada a partir das características e orientação dos contornos de grãos e do tamanho de grão, com base nos dados de análise por EDS. Os três aços (Tabela 3.11) analisados têm grãos relativamente finos (cerca de 10µm), e apresentam baixas temperaturas de transição, que para o aço A (X70, laminado na temperatura acima Ar3) é abaixo de -70ºC, e as dos aços B (X70, laminado na temperatura abaixo Ar3) e C (X80, laminado na temperatura acima Ar3) são abaixo de -90 ºC. A Tabela 3.11 apresenta um resumo dos dados obtidos por Shin et al., (2007).

Tabela 3.11 - Dados obtidos por Shin et al., (2007) em seu estudo.

Aço Microestrutura Tamanho de grão (µm) Patamar superior (J) Fração volumétrica de (M/A, cementita) (%) TTDF (ºC) A FA, BG (M/A) 9 244 3 −79

B FP–FA, BF (M/A, cementita) 8 194 2 −99

C FA, BF (M/A) 6 200 5 −97

FA: ferrita acicular ; BG: bainita globular; FP: ferrita poligonal ; BF: bainita fina; M/A: martensita/austenita.

A diferença de temperatura de transição entre o aço A e o C depende do tamanho de grão e orientação dos contornos de grão. A temperatura de transição diminuiu com a diminuição do tamanho de grão e com o aumento da fração volumétrica de M/A e cementita. Com o aumento do tamanho de grão, a resistência à fratura frágil do aço diminui, pois a granulação fina, proporciona uma rede de contornos de grão

muito mais intensa do que com granulação grossa. Os contornos de grão funcionaram como barreiras para o crescimento e propagação das trincas por clivagem, levando o aço C apresentar menor TTDF em relação ao aço A (SHIN et al., 2007).

Pode-se observar também a influência que a microestrutura teve no resultado deste estudo. O aço A tem maior energia de patamar superior (EPS) do que os aços B e C, pois apresenta uma maior quantidade de ferrita acicular (FA) e bainita globular (BG), que são mais resistentes, do que a ferrita poligonal (FP) presente no aço B e da bainita fina (BF) presente no aço C. Além disso, o aço A mostra maior EPS do que o aço C devido a menor fração volumétrica de M/A e cementita (SHIN et al., 2007).

Sant’ana, Gomes e Ferreira (2003) avaliaram o efeito da taxa de resfriamento sobre a microestrutura e propriedades mecânicas do aço API 5L X65. O aço possuía microestrutura de ferrita perlita e foram realizados ensaios Charpy em amostra na condição conforme fornecida (CF) e amostras na condição homogeneizada e normalizada (HN). Na Figura 3.30 observa-se a que a condição HN possui maior tenacidade que a CF. Como ambas possuem microestrutura formada por ferrita perlita, concluiu-se que a menor tenacidade da condição CF é devida ao bandeamento da microestrutura (Figura 3.31).

Figura 3.30 - Gráfico de energia absorvida em função da temperatura para as duas condições CR e HN. Fonte: SANT’ANA, GOMES; FERREIRA (2003). Modificado.

Figura 3.31 - Microestrutura do aço API 5L X65. Onde CF: condição como fornecida; HN: condição homogeneizada e normalizada. Fonte: SANT’ANA, GOMES; FERREIRA (2003). Modificado.

Hashemi; Mohammadyani (2012) estudaram um aço API 5L X65 que possuía microestrutura de ferrita acicular e bainita, conforme Figura 3.32 e após ensaio Charpy, concluiram que todos os resultados encontrados atenderam aos requisitos da norma API 5L.

Figura 3.32 - Curva de energia absorvida em função da temperatura de um aço API 5L X65. Fonte: HASHEMI; MOHAMMADYANI (2012). Modificado.

Fassina et al. (2012) analisaram a influência do hidrogênio de um aço X65 sour, por meio de ensaio Charpy utilizando um carregamento de hidrogênio por uma solução composta por 0,4 mol L-1 de CH3COOH (ácido acético) + 0,2 mol L-1 de CH3COONa

(acetato de sódio). Este aço possuía uma microestrutura de ferrita acicular homogênea com carbonetos finamente dispersos.

Após ensaio Charpy a TTDF foi analisada de duas maneiras: temperatura de transição através da aparência da fratura e temperatura correspondente a energia igual a 27 J (Figuras 3.33 e 3.34). A temperatura de transição através da aparência da fratura é tipicamente definida como a temperatura à qual a superfície de fratura mostra 50% de área frágil.

Figura 3.33 - Porcentagem de área de fratura frágil de corpos de provas em duas condições: com e sem carga de hidrogênio. Fonte: FASSINA et al. (2012).

Figura 3.34 - Curvas de energia absorvida em função da temperatura de corpos de provas em duas condições: com e sem carga de hidrogênio. Fonte: FASSINA et al. (2012).

Após comparar os resultados para as duas condições, sem e com carregamento de hidrogênio, os autores puderam concluir que para o material carregado com hidrogênio, o aumento da TTDF é muito limitado, ocorrendo um deslocamento de cerca de 10 ºC, usando tanto o critério pela análise da fratura quanto o dos 27J. Outra constatação foi que a energia de patamar superior é ligeiramente diminuída de 240 para 220 J. Um aspecto importante é o resultado mais disperso, tanto para os valores de energia quanto para a porcentagem de área frágil das amostras carregadas de hidrogênio em comparação com aqueles de material sem carga. Verificou-se também que houve um ligeiro aumento da TTDF do material. (FASSINA et al., 2012).

Fassina et al. (2012) também realizaram análises fractográficas e concluíram que as amostras após ensaio Charpy não apresentaram características marcantes, o comportamento dos materiais sem e com carregamento de hidrogênio é semelhante. O estudo de Haskel et al. (2013) analisou a tenacidade em aços X70 durante o processo de fratura do ensaio de impacto Charpy.

A Figura 3.35 apresenta a curva de energia absorvida em função da temperatura para os corpos de prova confeccionados em duas direções, longitudinal e transversal.

Figura 3.35 - Curvas de energia absorvida em função da temperatura de corpos de prova confeccionados nas seções longitudinal (L) e transversal (T). Fonte: HASKEL et al. (2013).

Observa-se que houve uma maior dispersão dos valores de energia para as amostras longitudinais se comparado com as transversais. No patamar inferior, onde ocorre fratura por clivagem, ambas as direções obtiveram a mesma quantidade de energia, 5J. A direção longitudinal possui uma maior energia de patamar superior em relação à transversal. No que se refere à energia absorvida na TTDF, os resultados para a seção longitudinal também apresentaram os maiores valores como observado da Figura 3.36. Os autores concluem que tais resultados são devidos a maior presença de delaminação nos corpos de prova longitudinais e estes possuem um efeito benéfico de aumentar a energia absorvida no patamar superior.

A TTDF no trabalho de Haskel et al. (2013) foi estimada por comparação da percentagem de área de fratura dúctil de acordo com as especificações da norma ASTM E23.

Figura 3.36 - Curva de energia absorvida em função da temperatura de corpo de prova confeccionados nas seções longitudinal e transversal. Fonte: HASKEL et al. (2013). Modificado.