Análise de Falhas - Cap. IX-3

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Prof. Luiz Cláudio Cândido
ANÁLISE DE FALHAS
(Parte IX-3)
Prof. Leonardo Barbosa Godefroid
candido@em.ufop.br leonardo@demet.em.ufop.br
METALURGIA MECÂNICA
MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO E DO DESPORTO
Universidade Federal de Ouro Preto
Escola de Minas – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais
Grupo de Estudo Sobre Fratura de Materiais
Telefax: 55 - 31 - 3559.1561 – E-mail: demet@em.ufop.br
MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO E DO DESPORTO
Universidade Federal de Ouro Preto
Escola de Minas – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais
Grupo de Estudo Sobre Fratura de Materiais
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Grupo de Estudo Sobre Fratura de Materiais
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ESTUDO DE CASOS
(Análise de Falhas de Utilização)
1) TROMMEL FIXO À SAÍDA DE MOINHO
(Ex. de análise de falhas de utilização)
CARACTERIZAÇÃO/UTILIZAÇÃO 
DO MATERIAL (PROJETO)
Figura 1 – Esquema do projeto do Trommel que foi analisado nesta análise de falha.
 
 
O Trommel é formado por uma estrutura em aço soldada
formando uma “gaiola”, conforme ilustra a Figura 1, que
é revestida de borracha. Este equipamento entrou em
operação no dia 30 de abril de 1997 num moinho e foi
retirado de serviço para manutenção do revestimento no
dia 20 de julho de 1999.
Trommel (saída de um moinho de bolas “pré-primário”)
Análises empregadas:
Inspeção visual; análise macrofratográfica; análise
química; metalografia; dureza/microdureza; ensaios
de tração.
Causa de falha: juntas soldadas mal executadas.
Figura 2 – (a) Representação de projeto do flange (em anel) de fixação do Trommel à estrutura do moinho através de
parafusos; as setas vermelhas indicam regiões que apresentam superfícies de fratura plana e as demais
regiões apresentam superfícies de fratura não plana; (b) fotografia deste componente após a ruptura com a
identificação das superfícies de fratura por números de 1 a 12 e identificação das amostras separadas para
análises (2, 3, 6 e 10) indicadas por um asterisco vermelho.
 
 
 
((bb)) 
 
FFiigguurraa 22 –– ((aa)) RReepprreesseennttaaççããoo ddee pprroojjeettoo ddoo ffllaannggee 
((eemm aanneell)) ddee ffiixxaaççããoo ddoo ttrroommmmeell àà eessttrruuttuurraa ddoo 
mmooiinnhhoo aattrraavvééss ddee ppaarraaffuussooss,, aass sseettaass vveerrmmeellhhaass 
iinnddiiccaamm rreeggiiõõeess qquuee aapprreesseennttaamm ssuuppeerrffíícciieess ddee 
ffrraattuurraa ppllaannaa ee aass ddeemmaaiiss rreeggiiõõeess aapprreesseennttaamm 
ssuuppeerrffíícciieess ddee ffrraattuurraa nnããoo ppllaannaa ((bb)) ffoottooggrraaffiiaa ddeessttee 
ccoommppoonneennttee aappóóss aa rruuppttuurraa ccoomm aa iiddeennttiiffiiccaaççããoo ddaass 
ssuuppeerrffíícciieess ddee ffrraattuurraa ppoorr nnúúmmeerrooss ddee 11 aa 1122 ee 
iiddeennttiiffiiccaaççããoo ddaass aammoossttrraass sseeppaarraaddaass ppaarraa aannáálliisseess 
((22,, 33,, 66 ee 1100)) iinnddiiccaaddaass ppoorr uumm aasstteerriissccoo vveerrmmeellhhoo.. 
((aa)) 
 
(a)
(b)
CARACTERIZAÇÃO DO CARREGAMENTO 
Figura 3 – Esquema mostrando a posição de fixação do
Trommel em relação ao moinho de bolas com
destaque para a espiral helicoidal e para os
parafusos de fixação.
Figura 4 – Trommel em funcionamento sendo indicados o
sentido de rotação do equipamento (igual ao
do moinho) e a espiral helicoidal retendo o
fluxo de polpa da saída do moinho.
PROCEDIMENTOS DE ANÁLISES E RESULTADOS
Figura 5 – Aspecto externo do Trommel após a ruptura: (a) flange de fixação e (b) estrutura „em balanço‟.
Exame inicial macroscópico 
(a) (b)
Figura 6 – Localização dos cordões de solda produzidos na etapa de manutenção e recuperação do Trommel, deve-se 
notar como estes ocorrem nos pontos de fixação da espiral helicoidal do equipamento.
Tabela I – Fotografias das superfícies de fratura do flange (anel) de fixação do Trommel, os números de identificação 
devem ser referenciados à Figura 2.b; os asteriscos indicam as amostras retiradas para análise.
RReeffeerrêênncciiaa FFrraattuurraa 
11 
 
22** 
 
33** 
 
44 
 
55 
 
 
Tabela I (Continuação) – Fotografias das superfícies de fratura do flange (anel) de fixação do Trommel, os números de 
identificação devem ser referenciados à Figura 2.b; os asteriscos indicam as amostras retiradas para análise.
RReeffeerrêênncciiaa FFrraattuurraa 
66** 
 
77 
 
88 
 
99 
 
1100** 
 
1111 
 
1122 
 
 
Superfícies de Fraturas
Figura 7 – Aspecto das superfícies de
fratura da amostra 6.
(a) (b)
(a) (b)
Figura 8 – Aspecto de duas superfícies de fratura por fadiga: (a) amostra 6 do Trommel e (b) corpo-de-prova de propagação
de trincas por fadiga em laboratório; 1-iniciação da trinca, 2-propagação estável e 3-ruptura monotônica.
Cordões de Solda
(a) (b)
(a)
(b)
Figura 9 – Representação esquemática de diferentes tipos de soldas encontrados na estrutura do Trommel: 1-solda de
fabricação, 2-solda de manutenção/recuperação e 3-solda de montagem; (a) amostra rompida monotônicamente
e (b) amostra rompida por fadiga.
Figura 10 – Exemplos de observação do cordão de solda de manutenção/recuperação presente em algumas partes das
amostras analisadas: (a) amostra 10 e (b) amostra 2.
(a) (b)
(a) (b)
Figura 11 – Cordão de solda da montagem do perfil que serve de base para a espiral helicoidal do Trommel; nota-se a má
qualidade superficial desta solda.
Figura 12 – Microestrutura do aço do flange do Trommel (aço 1); ataque nital e luz polarizada; (a) 100X; (b) 1.000X.
Metalografia
(a) (b)
(a) (b)
Figura 13 – Microestrutura do aço da estrutura do Trommel (aço 2); ataque nital e luz polarizada; (a) 100X; (b) 1.000X.
Figura 14 – Microestrutura do aço do perfil de base da espiral helicoidal do Trommel; ataque nital e observação com luz
polarizada; (a) 100X; (b) 1.000X.
(a) (b)
(a) (b)
Figura 15 – (a) Aspecto e tamanho (1,5mm) da ZTA; 25X; (b) microestrutura da ZF da solda de fabricação do Trommel;
1.000X. Ambas as estruturas foram atacadas com nital e observadas com luz polarizada.
Figura 16 – (a) Aspecto e tamanho (2,0mm) da ZTA; 25X; (b) microestrutura da ZF da solda de manutenção/recuperação do
Trommel; 1.000X. Ambas as estruturas foram atacadas com nital e observadas com luz polarizada.
(a) (b)
(a) (b)
Figura 17 – (a) Aspecto e tamanho (2,5mm) da ZTA; 25X; (b) microestrutura da ZF da solda de montagem do Trommel;
1.000X. Ambas as estruturas foram atacadas com nital e observadas com luz polarizada.
Figura 18 – (a) Aspecto da região de iniciação da trinca por fadiga da amostra 6 conforme vista em uma lupa com ampliação
de 2X; (b) Idem, mostrando uma pequena trinca formada, ataque nital.
Análise Química
Tabela II – Resultados da análise química dos aços de construção do trommel. 
AAmmoossttrraa CC %% MMnn %% SSii %% PP %% SS %% CCrr %% NNii %% MMoo %% 
AAççoo 11 ((ffllaannggee)) 00,,0088 00,,2255 00,,0011 00,,0022 00,,0022 nn..ee.. 00,,0011 nn..ee.. 
AAççoo 22 ((eessttrruuttuurraa)) 00,,1144 00,,8899 00,,2233 00,,0022 00,,0022 nn..ee.. 00,,0011 nn..ee.. 
 
TTaabbeellaa IIIIII –– CCoommppoossiiççõõeess qquuíímmiiccaass nnoommiinnaaiiss ddee aaççooss--ccaarrbboonnoo ppaaddrroonniizzaaddooss 
sseemmeellhhaanntteess aaooss aannaalliissaaddooss.. 
AAççoo SSAAEE CC %% MMnn %% PP %% ((mmááxx)) SS %% ((mmááxx)) 
11111155 00,,1133~~00,,1188 00,,6600~~00,,9900 00,,004400 00,,0088~~00,,1133 
11000066 00,,0088 mmááxx 00,,2255~~00,,4400 00,,00440000,,005500 
 
Ensaios Mecânicos
TTaabbeellaa IIVV –– RReessuullttaaddooss ddooss eennssaaiiooss ddee ttrraaççããoo ssoobbrree ccoorrppooss ddee pprroovvaa ddoo aaççoo 11 ddoo 
TTrroommmmeell.. 
CCoorrppoo--ddee--pprroovvaa YYSS ((MMPPaa)) UUTTSS ((MMPPaa)) LL//LLoo ((%%))** AA//AAoo ((%%))** 
AAççoo 11 ccoomm 00,,0088%% CC 
11--AA 223344,,77 333300,,33 4433,,33 2255,,00 
22--AA 223399,,22 332277,,77 4466,,77 2255,,00 
33--AA 226655,,11 332244,,33 4455,,00 2255,,00 
44--AA 222299,,88 331188,,22 4433,,33 2255,,00 
MMééddiiaa ((ddeessvviioo)) 224422  1166 332255  55 4444 2255 
AAççoo 22 ccoomm 00,,1144%% CC 
11--BB 330088,,44 443311,,88 3366,,77 3344,,00 
22--BB 229999,,55 444444,,88 3366,,00 3344,,00 
33--BB 228811,,44 443377,,00 3366,,77 3344,,00 
44--BB 229966,,44 444400,,55 3366,,77 3300,,33 
MMééddiiaa ((ddeessvviioo)) 229944  1111 443388  55 3366 3333 
 
* Os corpos-de-prova possuíam as seguintes dimensões:
Diâmetro da seção útil (D0): 6,0 mm
Comprimento de referência (L0): 30,0mm
Tabela V – Resultados das medições de dureza dos aços do Trommel. 
MMeeddiiççããoo 
DDuurreezzaa BBrriinneellll 
((HHBB)) -- mmeeddiiddooss 
DDuurreezzaa RRoocckkwweellll BB 
((HHRRBB)) -- ccoonnvveerrttiiddooss 
DDuurreezzaa VViicckkeerrss 
((HHVV)) -- ccoonnvveerrttiiddooss 
AAççoo 11 ccoomm 00,,0088%% CC 
11
aa
 110011 5588,,66 112200 
22
aa
 9955,,55 5555,,00 111166 
33
aa
 9999,,99 5577,,99 111199 
44
aa
 9999,,99 5577,,99 111199 
MMééddiiaa 9999,,11 5577,,44 111188 
AAççoo 22 ccoomm 00,,1144%% CC 
11
aa
 113333 7744,,77 114455 
22
aa
 112299 7733,,11 114422 
33
aa
 112299 7733,,11 114422 
44
aa
 113333 7744,,77 114455 
MMééddiiaa 113311 7733,,99 114433 
 
Microdureza
0 2 4 6 8 10
100
120
140
160
180
200
220
240
0 2 4 6 8 10
100
120
140
160
180
200
220
240
 SOLDA FABRICAÇÃO 1
M
ic
ro
du
re
za
 V
ic
ke
rs
 (H
V
)
Distância do centro da solda (mm)
(a)
(b)
Figura 19 – (a) Aspecto microestrutural e localização das posições de medição do perfil de microdureza da junta soldada de
fabricação do flange do Trommel mostrada em (b). As setas indicam defeitos (descontinuidades) na raiz das soldas.
0 2 4 6 8 10
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
0 2 4 6 8 10
100
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200
220
240
260
280
 SOLDA FABRICAÇÃO 2
M
ic
ro
du
re
za
 V
ic
ke
rs
 (H
V
)
Distância do centro da solda (mm)(a) (b)
Figura 20 – (a) Aspecto microestrutural e localização das posições de medição do perfil de microdureza da junta soldada de
fabricação do flange do Trommel mostrada em (b). As setas indicam defeitos na raiz das soldas.
(a) (b)
Figura 21 – (a) Aspecto microestrutural e localização das posições de medição do perfil de microdureza da junta soldada
produzida na manutenção/recuperação do Trommel mostrada em (b).
(a) (b)
Figura 22 – (a) Aspecto microestrutural e (b) perfil de microdureza da junta soldada produzida na montagem do perfil de base
da espiral helicoidal do Trommel.
0 2 4 6 8 10
100
120
140
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280
 SOLDA MANUTENÇÃO
M
ic
ro
du
re
za
 V
ic
ke
rs
 (H
V
)
Distância do centro da solda (mm)
0 2 4 6 8 10
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
0 2 4 6 8 10
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
 SOLDA MONTAGEM
M
ic
ro
du
re
za
 V
ic
ke
rs
 (
H
V
)
Distância do centro da solda (mm)
CONSIDERAÇÕES FINAIS
Os aços utilizados na fabricação do equipamento são aços de baixo teor em carbono (Tabela II), portanto
relativamente dúcteis, pouco resistentes mecanicamente (Tabela IV), portanto, macios (Tabela V).
Em especial o aço utilizado na fabricação do flange possui um maior teor de manganês que um aço
carbono comum de igual teor de carbono sendo esta composição química a típica de um aço considerado
antigo.
O equipamento é utilizado em condições de carregamento por fadiga, tanto que foram detectadas trincas
durante a sua parada de manutenção para a troca do revestimento antidesgaste. As observações (como na
Figura 6) indicam que este trincamento ocorreu pela presença da solda de montagem do perfil helicoidal
(esquematizado na Figura 3).
As superfícies de fratura encontradas podem ser classificadas em dois grandes grupos: fraturas por fadiga
e fraturas monotônicas.
As fraturas por fadiga concentram-se em um dos lados da estrutura indicando que houve uma redistribuição
de carga nos elementos estruturais próximos daqueles que se romperam primeiramente por fadiga. A
presença de poucas superfícies de fratura monotônica (4 em 12, como mostra a Figura 2) indica que houve
uma ruptura paulatina de elementos por fadiga até que o nível de carga nos elementos remanescentes
intensificou-se o suficiente para a ruptura final.
A observação do aspecto microestrutural e macroestrutural indica que as rupturas por fadiga se deveram a
trincas originadas na região das juntas soldadas da estrutura. Exatamente nas regiões do cordão de solda
onde há uma maior concentração de tensão.
CONSIDERAÇÕES FINAIS (continuação)
O estudo da microestrutura da junta soldada onde se iniciaram as trincas por fadiga, que levaram a fratura
final da estrutura, revelou que a citada junta apresenta uma ZTA relativamente pequena em relação aos
demais cordões de solda presentes (Figura 15). Além disso, existe uma variação de propriedades mecânicas
muito grande nesta junta e se percebe uma estrutura da ZF mais grosseira em relação à solda de
manutenção (Figura 15).
Foi detectada, também, a presença de uma junta soldada de qualidade inferior que foi usada para a
montagem do equipamento. Este solda foi depositada em regiões próximas a ponto de início das trincas por
fadiga que levam a estrutura à ruptura (Figura 11).
O cordão de solda observado apresenta muitas descontinuidades de solda que são pontos de concentração
de tensão que intensificam sobremaneira as tensões aplicadas sobre a estrutura.
Existem defeitos (descontinuidades) de solda, especialmente a falta de penetração na raiz, nas juntas
geradas na etapa de fabricação da estrutura. Caso estas falhas tivessem ocorrido em pontos mais críticos da
estrutura (de maior carregamento mecânico), a integridade e segurança do equipamento seriam muito mais
prejudicadas.
A observação macroestrutural da estrutura falhada (Figuras 2b e 5) indica que a maior parte das falhas,
ocorridas essencialmente por fadiga, concentra-se na região do flange em que o perfil da base da espiral
helicoidal foi soldado. Esta evidência, em conjunto com o fato de que as trincas iniciais recuperadas na
manutenção ocorreram nos pontos de solda deste perfil são fortes evidências indicando que a falha da
estrutura foi acelerada pela presença deste elemento.
CONCLUSÕES
• A falha da estrutura foi devido à fadiga provocada pelo tipo de carregamento de serviço imposto a
estrutura, e esta ocorreu em pontos de concentração de tensão e em juntas soldadas.
• A presença de um cordão de solda cujas propriedades mecânicas variam muito em relação às
propriedades do metal base (solda de fabricação, Figura 20) em conjunção com a presença de um cordão
de solda de baixa qualidade de acabamento (Figura 11) foram as principais causas da fratura do Trommel
analisado.
• A região de união (solda) do perfil de base da espiral helicoidal com a estrutura do Trommel caracteriza-se
por ser um grande concentrador de tensões onde podem nuclear trincas por fadiga.
RECOMENDAÇÕES
• Fazer um acompanhamento das regiões soldadas das demais estruturas operantes (Trommels) a fim
de detectar a presença ou não de trincas originadas pela operação em serviço.
• No recebimento de novas estruturas fabricadas por terceiros é indicado fazer uma operação de
tratamento térmico das juntas soldadas com o objetivo de se homogeneizaras propriedades
mecânicas destas juntas.
• Alterar a especificação da espiral helicoidal do Trommel dotando-a de uma base de fixação que
introduza uma menor concentração de tensões sobre a estrutura do Trommel. Isto deve ser feito,
primeiramente, por uma solda de melhor qualidade de acabamento. Se possível é recomendável dotar
esta base de um perfil maior ou com uma fixação de maior área de contato com a estrutura do
Trommel a fim de se reduzir as concentrações de tensão.
• Na fabricação de novas estruturas (Trommels) é indicado a utilização de aços mais resistentes que
podem, inclusive, reduzir o peso final da estrutura ou aumentar a vida útil destes em serviço.
• Na fabricação também é indicado uma melhor escolha de procedimento de soldagem no que diz
respeito à metalurgia do tipo de cordão de solda depositado. Obviamente uma boa qualidade
superficial do cordão é desejável assim como a inexistência de descontinuidades como as observadas
faltas de penetração nas juntas soldadas analisadas.
• Da mesma forma que no recebimento de estruturas de terceiros, é indicado uma operação de
tratamento térmico para homogeneização das propriedades mecânicas de todas as juntas soldadas
da estrutura.
2) TREFILAÇÃO DE TUBOS DE AÇO MÉDIO CARBONO
(Ex.: Análise de falhas de fabricação)
1 – Objetivos
Segundo informado pela EMPRESA, ocorreram um número inédito de trincas durante a
trefilação de tubos produzidos por esta empresa. Os aços utilizados para fabricar o estes
tubos foram o TUBO Q 02, fornecido pela FORNECEDORA 1, e um aço SAE 1021 MOD,
fornecido pela FORNECEDORA 2.
O objetivo deste relatório foi caracterizar a ocorrência de trincas e diagnosticar a(s) sua(s)
provável(is) origem(ns).
Análises empregadas:
Inspeção visual; análise macrofratográfica; análise química; metalografia; microdureza; análise
microfratográfica (MEV).
Causa da falha: aplicação incorreta de material.
2 – Material
Segundo informado pelo cliente EMPRESA, o material poderia ser produzido a partir do aço
TUBO Q 02, cujas características estão listadas na Tabela I. A faixa de carbono equivalente
típica deste aço é de 0,27 a 0,37%.
Tabela I – Propriedades de norma da qualidade TUBO Q 02.
Composição química
Propriedades Mecânicas
% C 0,19 a 0,23
Mínimo 70 HRb
% Mn 0,40 a 0,70
% P 0,025 máx
% S 0,015 máx
Máximo 90 HRb
% Si 0,07 máx
% Al 0,020 a 0,100
Tabela II – Resultados da análise química da amostra enviada.
COMPOSIÇÃO QUÍMICA (% em peso)
C – 0,196 Mn – 0,986 Si – 0,189 P – 0,011 S – 0,006 Al – 0,047
Cu – 0,008 Ni – 0,015 Cr – 0,014 Nb – 0,005 V – 0,005 Mo – 0,005
O tubo foi produzido pelo processo ERW (resistência – alta freqüência) na EMPRESA. Durante
este processo, a parte excedente da junta soldada foi cortada através de uma ferramenta que
retira uma apara desta região.
A EMPRESA não possui equipamento para o tratamento térmico localizado na junta soldada e
nem tratamento térmico completo dos tubos.
O tubo foi posteriormente enviado a outro cliente que fez a redução do diâmetro do mesmo por
meio de trefilação. Antes e após este processo o tubo deveria ser sido tratado termicamente,
para alívio de tensões e recuperação de propriedades mecânicas.
O tubo trefilado deveria ser destinado à fabricação de autopeças. A Figura 1 mostra uma seção
reta obtida da amostra do tubo, conforme recebido para análise. Esta amostra apresenta as
seguintes dimensões:
- diâmetro externo: 22,2 mm;
- diâmetro interno: 20,5 mm;
- espessura: 2,2 mm;
Figura 1.a – Aspecto de uma seção reta obtida da amostra conforme recebida (Escala 2:1).
Ângulo 
da região 
de solda
Figura 1.b - Aspecto de uma seção reta obtida da amostra conforme recebida (Escala 10:1).
3 – Caracterização do carregamento
A produção do material na EMPRESA ocorreu de maneira costumeira. No cliente posterior,
quando o tubo foi trefilado, este teve o seu diâmetro reduzido, e o tubo sofreu um carregamento
em tração mais intenso na sua superfície, além disso, este produto sofreu contato (atrito) com a
matriz de trefilação, o que também induz tensões de cisalhamento na superfície do material.
A eficiência do processo de trefilação é diretamente proporcional às seguintes variáveis e/ou
condições:
A.1 – composição química do aço;
A.2 – limpidez interna do aço;
A.3 – propriedades mecânicas do aço (somente no caso da FORNECEDORA, dureza);
B.1 – rugosidade do tubo;
B.2 – geometria da região de solda (ângulo);
C.1 – limite de escoamento do aço (tratamento térmico);
C.2 – tipo e geometria da matriz de trefilação;
C.3 – rugosidade da matriz de trefilação;
C.4 – lubrificação da matriz de extrusão;
C.5 – velocidade da trefilação.
Onde as condições “A” estão correlacionadas com a companhia fornecedora do aço, as
condições “B” com o fabricante do tubo e as condições “C” com o processo de trefilação.
4 – Análise da amostra
4.1 – Análise macroscópica
Pode-se notar que a região da junta soldada deformou-se menos do que o restante do tubo pela
observação da Figura 2. A região da junta soldada, na borda do tubo, ficou rodeada do restante
do tubo, que se deformou muito mais. Isto é uma forte indicação da diferença de deformações
entre estas duas regiões e, conseqüentemente diferença entre os limites de escoamento.
A amostra recebida apresentava algumas trincas na sua superfície, todas elas localizadas na
região da solda. A Figura 3 ilustra uma destas trincas observada em ambas as superfícies do
tubo.
A Figura 4 mostra duas trincas diferentes, uma delas mostrada na Figura 3, observadas segundo
um corte transversal ao tubo. Nota-se que estas trincas, como todas as demais se originaram na
superfície do tubo, na região da junta soldada, onde existe um carregamento mecânico (tração)
mais intenso.
Deformação 
final máxima do 
tubo
Deformação 
final máxima da 
região soldada
Figura 2 – Aspecto da região final de trefilação (saída) do tubo.
Figura 3 – Aspecto de uma das trincas distribuídas ao longo da amostra recebida; superfícies:
(a) externa; (b) interna.
(a) (b)
Figura 4 – Aspecto do corte transversal da amostra na região de duas trincas distintas; (a) Trinca 1 - Escala
4:1; (b) Trinca 2 - Escala 6:1. A trinca 2 também está ilustrada na Figura 3.
(a) (b)
4.2 – Análise microscópica
A trinca mostrada na Figura 2 foi observada por meio de microscopia eletrônica de varredura
(MEV). As fotografias da Figura 5 ilustram o aspecto desta trinca, segundo observado pelo MEV.
| | 500 m | | 20 m
| | 50 m | | 20 m
Figura 5 – Aspecto de uma das trincas distribuídas ao longo da amostra recebida segundo observado pelo MEV.
______ 500 m
______20 m
500 m
Figura 6 – Aspecto das ranhuras na superfície do tubo sobre a junta soldada, nas proximidades de uma das trincas.
4.3 – Metalografia
Três seções retas do material foram preparadas para análise metalográfica. Duas destas foram
tiradas transversalmente na região da junta soldada, conforme mostrado na Figura 7, e uma
longitudinalmente na região da junta soldada.
(a) (b)
Figura 7 – Amostras metalográficas transversais (Escala 4:1); (a) amostra 1; (b) amostra 2.
 
 
99 
1100 
1111 
1122 
Figura 8 – Fotomicrografia ótica de junta soldada da amostra recebida. Ataque Nital a 2%. Os números indicam a posição 
de retirada das amostras nas respectivas figuras.
Figura 9 – Fotomicrografia ótica da junta soldada da amostra recebida. Ataque Nital a 2% (50X ótico): 
região central, ZTA e MB.
Figura 10 – Fotomicrografia ótica do MB. Ataque Nital a 2% (50X ótico): região central mostrando certa
segregação.
(a)
Figura 11 – Fotomicrografia do MB; (a) 500X; (b) 1000X. Ataque Nital 2%: região central mostrando certa segregação.
(b)
4.4 – Microdureza
Uma amostra metalográfica da região da junta soldada teve o seu perfil de microdurezas
levantado. A região analisada está mostrada na Figura 12 e os resultados dispostos nos gráficos
das Figuras 13 e 14.
 
 
PPoonnttooss 
mmeeddiiddooss aa ½½ 
ddaa eessppeessssuurraa 
PPoonnttooss 
mmeeddiiddoossaa ¼¼ 
ddaa eessppeessssuurraa 
Figura 12– Pontos de medição de microdureza ao longo da junta soldada (Escala 20:1).
-3 -2 -1 0 1 2 3
150
200
250
300
350
400
450
500
M
ic
ro
du
re
za
 V
ic
ke
rs
 (
H
V
)
Distância do centro da solda (mm)
Figura 13 – Variação da microdureza a ¼ da espessura da amostra recebida da EMPRESA.
-3 -2 -1 0 1 2 3
150
200
250
300
350
400
M
ic
ro
du
re
za
 V
ic
ke
rs
 (
H
V
)
Distância do centro da solda (mm)
Figura 14 – Variação da microdureza na metade da espessura da amostra recebida da EMPRESA.
-10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8
160
170
180
190
200
210
220
230
240
M
ic
ro
du
re
za
 V
ic
ke
rs
 (
H
V
)
Distância do centro da solda (mm)
Figura 15 – Variação da microdureza a ¼ da espessura de um tubo semelhante ao da EMPRESA, mas processado em outro cliente
da FORNECEDORA.
-10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8
160
170
180
190
200
210
220
230
M
ic
ro
du
re
za
 V
ic
ke
rs
 (
H
V
)
Distância do centro da solda (mm)
Figura 16 – Variação da microdureza na metade da espessura de um tubo semelhante ao da EMPRESA, mas processado em outro cliente 
da FORNECEDORA.
5 – Conclusões
O tubo apresentou várias trincas ao longo de seu comprimento pelas seguintes razões
principais:
• o tubo foi conformado (trefilado) sem tratamento térmico; a região do cordão de solda, muito
mais dura que o restante do tubo, apresentou uma dificuldade extra para a trefilação;
• a região da junta soldada provavelmente apresentava um pequeno ângulo que induziu a uma
deformação maior, localizada na região soldada, do que o restante do tubo;
• o teor de manganês do material, relativamente alto, aumentou sobremaneira a resistência
mecânica e temperabilidade deste material, aumentando-se a dificuldade da conformação
durante a trefilação;
• na região de solda, detectou-se um exagerado número de ranhuras que indicam intensificação
das tensões nesta região. Estas ranhuras podem estar correlacionadas com uma geometria
não homogênea do material e/ou com a qualidade da matriz de trefilação usada.
6 – Recomendações
Com base nos resultados obtidos e nas conclusões anteriores, recomenda-se:
• utilizar aços com menor teor de manganês;
• fazer o tratamento térmico dos tubos antes da trefilação;
• verificar se a retirada da apara de solda, durante a fabricação do tubo, está sendo feita
adequadamente e gerando a menor variação superficial possível;
• verificar os parâmetros na etapa de trefilação, cuidando-se especialmente da qualidade da
matriz de trefilação, lubrificação e velocidade de trefilação.
Análise de falha em eixos – compêndios de casos
Objetivo: O trabalho apresenta uma coleção de casos de falha de eixos de bombas que foram encontrados
durante as atividades de consultoria da Universidade de Witwatersrand.
Técnicas utilizadas: Exame visual das fraturas; análise química, análise simplificada de tensões.
Causa primordial da falha: Variadas.
Causas secundárias da falha: Variadas.
Fonte: BERNDT, F.; BENNEKOM, A.V.; Pump shaft failures – a compendium of case studies. Engineering
Failure Analysis, v.8, p.135-144, 2001.
Resumo: Durante a operação, eixos de bombas usualmente sofrem degradação como um resultado da
corrosão e/ou degradação mecânica, usualmente na forma de fadiga. Em muitos casos a corrosão precede
a fadiga e acelera a velocidade de falha. Tais eixos são geralmente expostos ao líquido sendo bombeado
em todo o seu comprimento ou em certas localizações. Arranjos de selamento (buchas ou “O rings”) podem
ser utilizados para reduzir a quantidade de ingresso de líquido, porém quando estes sistemas de vedação
não são utilizados ou quando a integridade destes está compromissada, danos no eixo podem surgir na
forma de corrosão.
Impactos: Muitos fatores podem e contribuem para a falha dos eixos de bombas (corrosão por “pits”,
carregamento mecânico cíclico, concentradores de tensão, etc.), mas caso estes fatores sejam
considerados pode-se melhorar o desempenho dos componentes de uma bomba diminuindo a ocorrência
de falhas no futuro.
Análise de falha em eixos – compêndios de casos
Típicos concentradores de tensão em um eixo, Berndt e Bennekom (2001).
Análise de falha em eixos – compêndios de casos
Várias regiões de corrosão por pites devido a manutenção longa deste eixo com água relativamente estagnada (parada), 
Berndt e Bennekom (2001). 
Detalhe de um dos pites do eixo anterior ilustrando a iniciação de uma trinca por fadiga, Berndt e Bennekom (2001). 
Análise de falha em eixos – compêndios de casos
Eixo fraturado por fadiga originada do raio do entalhe do rasgo de chaveta, Berndt e Bennekom (2001). 
Eixo fraturado por fadiga originada de várias posições segundo indicado pelas “Ratched marks” (setas), Berndt e Bennekom (2001).
Análise de falha em eixos – compêndios de casos
Eixo fraturado por fadiga originada de várias posições: as setas indicam o sentido dos planos de crescimento de trincas por fadiga, Berndt e Bennekom (2001). 
Análise de falha em eixos – compêndios de casos
Objetivo: determinar a causa de falha de equipamentos auxiliatórios de produção com o objetivo de evitar
paradas.
Técnicas utilizadas: exame visual das fraturas; análise simplificada de tensões.
Causa primordial da falha: carregamento mecânico intenso e cíclico.
Causas secundárias da falha: marcações na superfície das peças fraturadas.
Fonte: HUANG, P.C.; Failure analysis of shafts. Iron and Steel Enginer, v.74, n.7, p.41-46, July, 1997.
Resumo: Altos-Fornos empregam brocas martelos para fazer a abertura do furo de corrida. Os esforços de
martelamento e de perfuração são transmitidos por uma barra que possui uma rosca suave para fazer o
acoplamento com a ponta da ferramenta. Tais peças apresentam uma baixa vida de serviço e tipicamente
fraturam nos extremos de acoplamento. Em geral o componente experimenta forças axiais (compressão) e
rotatórias (torque), porém algumas regiões podem experimentar momentos fletores em conjunção com as
forças rotatórias.
Impactos: Muitas das falhas por fadiga analisadas têm o seu início em marcas de usinagem, assim este
tipo de marcação deve ser evitado ou rapidamente retificado para prolongar a vida do componente em
questão.
Barras para abertura de canal (alto-forno)
Análise de falha em eixos – compêndios de casos
Barras para abertura do canal de corrida fraturadas por fadiga; origem 
na posição destacada, Huang (1997).
Barra para abertura do canal de corrida fraturada por fadiga; origem na 
posição destacada; a barra no lado direito encontra-se nova (sem uso e 
sem fratura), Huang (1997). 
Análise de falha em eixos – compêndios de casos
Exemplo de fratura por fadiga de uma das barras para abertura de 
corrida; a seta indica o local de origem da fratura, Huang (1997). 
Exemplo de fratura por fadiga de uma das barras; as setas indicam o 
contorno de origem da fadiga e a região final de fratura, Huang (1997). 
Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa
Objetivo: Determinação da causa de falha de um conjunto de parafusos de fixação de uma tampa da carcaça de uma bomba de alta
pressão. Tais parafusos foram fabricados pela empresa X e ficaram aproximadamente dois meses em serviço. É feita uma
comparação com um outro parafuso, fabricado por uma empresa A, que não falha em serviço, mesmo com seis meses de utilização.
Técnicas utilizadas: Caracterização simples do carregamento; exame visual das fraturas; metalografia; análise química; ensaio de
tração; dureza e microdureza.
Causa primordial da falha: Falta de especificação mais detalhada do tipo de rosca e processo de conformação final dos parafusos.
Causas secundárias da falha: Grande carregamento em fadiga, concentrador de tensões devido à rosca; número de parafusos
insuficientes.
Fonte: Próprios autores.
Resumo: A empresa que requisitou a análise de falha possui um conjunto de bombas de alta potência que trabalha em níveis
elevados de pressão de bombeamento. Existem certas partesdestas bombas que são afixadas por meio de parafusos. Uma destas
partes, uma tampa, é afixada por meio de 8 parafusos que devem, segundo recomendação do fabricante, serem trocados a cada 6
meses. Considerando que os parafusos recomendados são importados e tentando aproveitar a existência de parafusos similares
nacionais, a empresa utilizou as especificações para fazer uma troca experimental. Entretanto, os parafusos utilizados fraturaram em
2 meses, prazo muito menor do que o especificado. Após uma análise detalhada, em que se procurou comparar os dois tipos de
parafusos, concluiu-se que ambos os parafusos possuem as mesmas características a não ser pelo processo de fabricação dos
parafusos nacionais. Estes foram usinados enquanto que os parafusos importados são laminados segundo um tipo de rosca mais
adequado a esta aplicação.
Impactos: A tentativa de facilitar a manutenção da bomba através do emprego de parafusos fabricados por uma empresa X
(nacionais, similares aos importados, porém mais simples e fáceis de serem obtidos) falhou devido à falta de uma especificação mais
precisa destes parafusos por parte do fabricante da bomba. Considerando que o fornecedor nacional (empresa X) possa adequar o
seu produto para esta aplicação, esta análise pode levar à viabilização de se utilizar um produto nacional, mais competitivo, em
substituição a um produto importado (fabricado pela empresa A). Existe um grande potencial de substituição de peças nestas
circunstâncias em diversos segmentos industriais que teriam um impacto muito positivo sobre a própria indústria nacional.
Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa
Superfícies de fratura dos cinco parafusos que falharam, a seqüência de (a) a (e) foi definida de acordo com a seqüência 
aparente de fratura dos parafusos (o diâmetro externo dos parafusos é de 28mm). 
Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa
Aparência da rosca dos parafusos que romperam em serviço, ampliações de (a) 25X e (b) 100X. Nota-se a presença de 
uma trinca (indicada pela seta vermelha) iniciada numa das arestas da rosca. Esta amostra foi preparada 
metalograficamente e atacada com Nital a 3%.
(a) (b)
Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa
Aparência da rosca de um parafuso que normalmente não rompe em serviço, ampliações de (a) 25X e (b) 200X. Esta 
amostra foi preparada metalograficamente e atacada com Nital a 3%.
(a) (b)
Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa
Aparência da rosca de uma das porcas que faz a fixação dos parafusos, ampliação de 25X. Os poros são devidos ao 
processo de preparação desta amostra. 
Análise de falha em parafusos de fixação da tampa de uma bomba de polpa
Gráfico de microdureza versus posição de medição em dois corpos-de-prova retirados de um parafuso que fraturou em serviço 
(Parafuso 1), e de um que normalmente não fratura (Parafuso 2); as linhas horizontais representam a média das microdurezas.
Análise de falha em uma garra de uma máquina servohidráulica
Objetivo: Determinação da causa de falha de uma garra de uma máquina servohidráulica.
Técnicas utilizadas: Inspeção visual da fratura; análise macrofractográfica.
Causa primordial da falha: Sobrecarga no material em função da deformação do pino que
prende o corpo-de-prova na garra. Desenvolvimento de fratura por fadiga.
Causas secundárias da falha: Concentrador de tensão.
Fonte: Próprios autores.
Resumo: Uma garra de aço de uma máquina servohidráulica, utilizada em ensaios com
carregamento variável, sofreu fratura por fadiga em decorrência da concentração de tensão e da
sobrecarga imposta ao material. O pino que prende o corpo-de-prova na garra sofreu
deformação plástica, e com o passar do tempo ocorreu nucleação e propagação de trinca por
fadiga. A análise macrofractográfica das superfícies de fratura indicou que o nível de
carregamento foi “alto”.
Impacto desta análise: Reformulação nos procedimentos de novos ensaios quanto ao nível de
carregamento no material e melhora na manutenção dos pinos desta garra, evitando-se folgas
decorrentes da utilização.
Análise de falha em uma garra de uma máquina servohidráulica
Fotos de garra fraturada de uma máquina servohidráulica; (a) sistema de garras; (b) detalhe da fratura (seta indicando a zona
de início de fadiga).
(a) (b)
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
Objetivo: Determinação da causa de falha de parafuso de fixação de um acoplamento mecânico
do acionamento de uma válvula de distribuição de água de refrigeração.
Técnicas utilizadas: Inspeção visual da fratura; análise macrofractográfica, MEV e metalografia.
Causa primordial da falha: incompatibilidade do tipo de parafuso a aplicação de
responsabilidade ao qual estava submetido.
Causas secundárias da falha: Concentrador de tensão e fadiga.
Fonte: Próprios autores.
Resumo: Um acoplamento mecânico era fixado por meio de dois parafusos. Este acoplamento
era submetido a grandes e severos ciclos de fadiga e, ao longo do tempo, os parafusos
passaram a apresentar trincas por fadiga que se propagaram até levar à fratura. Ao fraturarem,
os parafusos liberaram o acoplamento que passou a não ser feito, comprometendo um
importante sistema de refrigeração da empresa. As análises mostraram que o tipo de aplicação
não pode empregar o tipo de parafuso analisado.
Impacto desta análise: Alteração do procedimento de fixação do sistema de refrigeração para
garantir maior confiabilidade do mesmo.
Acoplamento onde era utilizado o parafuso falhado. As duas partes mostradas acima são unidas por dois parafusos, sendo que um deles falhou e 
foi objeto da análise.
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
Esquema de operação do acoplamento mostrado na figura acima. Tal acoplamento une dois eixos que possuem movimento alternado na direção 
vertical (o esquema está rotacionado 90º da direção real de uso).
Superfícies de fratura do parafuso: (a) foto mostrando a perspectiva, e (b) foto mostrando em detalhe a região de início da trinca.
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
Superfície de fratura da parte da cabeça sextavada do parafuso em duas direções de perspectiva dando destaque a região de início da trinca por 
fadiga.
(a) (b)
(a) (b)
Superfície de fratura da parte da cabeça sextavada do parafuso com dois graus de ampliação.
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
Região de início da fadiga do parafuso mostrada em dois detalhes. Nota-se a formação, de marcas radiais em uma sub-trinca que se iniciou na 
raiz do parafuso.
(a) (b)
(a) (b)
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
Microfratografias com 35X de ampliação mostrando todo o contorno da superfície de fratura do parafuso em análise; 
(a) e (b) início da propagação de trincas; (c) e (d) meio da propagação de trincas; MEV.
(a) (b)
(c) (d)
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
Microfratografias com 35X de ampliação mostrando todo o contorno da superfície de fratura do parafuso em análise; 
(e) e (f) final da propagação de trincas; MEV.
(e) (f)
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
(a) (c)
Superfície de fratura da parte da ponta do parafuso em três diferentes ampliações obtidas com um MEV.
(b)
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
Microfractografia do parafuso analisado. Pode-se perceber a presença de porosidades nesta foto, além de partículas 
contaminantes e de uma região amassada provavelmente devido ao ajuntamento das superfícies de fratura; MEV.
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
Microestrutura do parafuso em uma seção paralela ao eixo longitudinal. Ampliações de 200 e 1000X, reativo Nital 2%; 
observação com luz polarizada.
(a) (b)
Análise de falha em parafuso de acoplamento mecânico
Aspecto microestrutural da região próxima a uma rosca do parafuso fraturado. Percebe-se a presença de descontinuidadesnesta; Nital 2%; 100X.
(a) (b)
Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca)
Objetivo: Determinação da causa de falha de parafusos de fixação de uma matriz para produção de peças
plásticas.
Técnicas utilizadas: Inspeção visual da fratura; análise não detrutiva, análise química e dureza.
Causa primordial da falha: fixação inadequada dos parafusos, maximizando a carga em alguns poucos
dentes, próximo à região da cabeça dos parafusos.
Causas secundárias da falha: dentes usinados e presença de inclusões de MnS.
Fonte: MACKAY, W.B.F.; Cracking at the threads of stud bolts used for lifting mold dies. Handbook of Case
Histories inf Failure Analysis, Volume 2, ASM, Materials Park, 1993.
Resumo: Dois parafusos de 1½ polegada são utilizados para fixação de uma matriz de molde metálico para
formação de peças plásticas. A falha destes parafusos pode resultar em danos e ferimentos graves, devido
ao tipo de montagem utilizada na moldagem. A inspeção por técnicas não destrutivas revelou trincas
presentes na raiz de várias roscas. Estas trincas estão localizadas próximas à raiz da cabeça dos parafusos.
A observação metalográfica revelou trincas com profundidades de até 5mm, sendo que outras trincas
menores foram observadas adjacentes. Esta análise também revelou a presença de sulfetos de manganês,
presentes no parafuso, porém em baixas quantidades e pequenos tamanhos. Análises químicas a úmido
indicaram que o aço dos parafusos é compatível ao AISI/SAE 1045. Ensaios de dureza indicaram valores de
37HRc, compatível com a microestrutura de martensita revenida, adequada para esta aplicação. Observou-
se que muitos parafusos são utilizados sem a sua total fixação no molde, prejudicando a distribuição de
cargas. Além de alterar a rotina de fixação, pode-se também alterar (melhorar) a raiz da rosca de modo a
diminuir a concentração de tensões.
Impacto desta análise: Minimizar o risco de acidentes e aumentar a economia na utilização de parafusos.
Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca)
Posição relativa dos parafusos.
Parafusos com a típica falha por fadiga (a), e praticamente monotônica (b).
(a) (b)
Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca)
Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca)
(a) Limpidez interna do aço dos parafusos (notar a presença da trinca se propagando), e (b) a presença de inclusões de MnS.
(a) (b)
Análise de falha em parafuso de fixação de matriz (trincamento da rosca)
(a) Distribuição de tensões próximo a cabeça do parafuso, e (b) uma possível forma de minimizar estas tensões.
(a) (b)
Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica 
de longarinas de alta resistência mecânica (falha de fabricação)
Objetivo: Determinação da causa de falha e oferecer condições para que a falha não continue ocorrendo no usuário
da matéria-prima.
Técnicas utilizadas: Inspeção visual da fratura; análise macrofractográfica, metalografia e MEV, caso necessários.
Causa primordial da falha: ajuste do processo de conformação e/ou exagerado número de inclusões presentes no
material.
Causas secundárias da falha: Concentrador de tensão e sobrecarga de conformação.
Fonte: relatórios internos da Companhia COSIPA da década de 1980.
Resumo: Longarinas são componentes estruturais que visam formar a estrutura de, por exemplo, equipamentos de
transporte, tais como: ônibus, caminhões, vagões ferroviários. Este material é fornecido na forma de placas que
devem ser adequadamente cortadas e dobradas para formar perfis dobrados, geralmente a 90o, e posteriormente
montados por meio de solda e/ou parafusos e/ou rebites. Portanto, os requisitos básicos do material (aço) destas
longarinas são alta resistência mecânica e conformabilidade para o dobramento. Muitas vezes, ao dobrar a peça
apresenta trincas. A origem destas trincas podem ser duas:
falha na operação de dobramento da longarina: rebarbas e/ou cantos “vivos” presentes nas extremidades da chapa
a ser dobrada, pequeno raio de concordância das ferramentas de dobramento (em relação à espessura da chapa),
dobramento da chapa em direção propícia para trincamento (não transversal);
problemas de sanidade interna na matéria prima: excesso de inclusões de sulfetos e aluminatos ou carência de
globulização destes.
Em ambos os casos estes efeitos provocam concentrações de tensão durante a operação de dobramento, com o
conseqüente trincamento do material dobrado.
Impacto desta análise: Os resultados de estudo com esses permitem desenvolver tanto o processo de fabricação
de longarinas no fabricante quanto na melhora da qualidade da matéria-prima do fornecedor.
(a) longarina que apresentou trincas durante a operação de conformação mecânica devido à presença de (b) inclusões 
alongadas na sua microestrutura.
(a) (b)
Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica 
de longarinas de alta resistência mecânica
Longarina que apresentou trincas durante a operação de conformação mecânica devido à presença de inclusões alongadas 
na sua microestrutura.
Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica 
de longarinas de alta resistência mecânica
Fotografia atestando que o problema está correlacionado com a matéria-prima.
Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica 
de longarinas de alta resistência mecânica
Propriedades mecânicas atestando variações (heterogeneidades no material problema).
Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica 
de longarinas de alta resistência mecânica
Problemas de sanidade interna localizados nestas peças.
Ocorrência de trincamento durante a fase de conformação mecânica 
de longarinas de alta resistência mecânica
100X 1000X
Análise de falha em eixos de trens
Objetivo: Determinação da casa de falha de eixos transmissores de locomotivas.
Técnicas utilizadas: Exame visual das fraturas; metalografia; micro análise química.
Causa primordial da falha: Fragilização do aço dos eixos pelo cobre proveniente de partes em contato
feitas de bronze.
Causas secundárias da falha: Fadiga e aquecimento resultante do atrito do eixo com os mancais.
Fonte: VOORT, G.F.V.; Conducting the failure examination. Practical Failure Analysis, v.1, N.2, p14, April
2001.
Resumo: Os eixos fraturam-se em uma situação em que a superfície de fratura é seriamente danificada
não permitindo a localização exata do local início de fratura. Análise por MEV em algumas amostras não
mostraram inicialmente a associação do mecanismo de falha com a fragilização pelo cobre, porém análises
metalográficas mais detalhadas ilustraram a associação da microestrutura com a presença de cobre
dissolvido entre grãos anteriores de austenita. Uma vez que o cobre ocupou posições intergranulares,
mesmo as baixas temperaturas alcançadas pelos eixos por meio do atrito já é suficiente para produzir
trincas que evoluem para a falha do equipamento e descarrilhamento da composição ferroviária.
Impactos: A correta definição da causa de falha (fragilização pelo cobre oriundo dos mancais) permitiu criar
novos procedimentos de manutenção e conservação das locomotivas para evitar a ocorrência de novos
acidentes, melhorando a abordagem anterior que se baseava simplesmente no controle de qualidade
(limpidez) do aço dos eixos.
Análise de falha em eixos de trens
Eixos fraturados que falharam devido ao sobreaquecimento produzido pelo atrito, Voort (2001).
Análise de falha em eixos de trens
Detalhe de um dos eixos do conjunto 2028 mostrado na figura anterior: o contato metal-metal após a fratura reduziu a 
quantidade de informações disponíveis para realizar a análise de falha pela interpretação macrofractográfica, Voort (2001). 
Análise de falha em eixos de trens
Análise metalográfica dos eixos fraturados ilustrando regiões de penetração e conseqüente fragilização pelo cobre ao 
redor dos contornos de grão previamente austeníticos(as setas indicam as segregações de cobre), Voort (2001).
Análise de falha em eixos de trens
Várias análises metalográficas dos eixos fraturados ilustrando regiões de penetração e conseqüente fragilização pelo cobre 
(as setas indicam as segregações de cobre), tais regiões não são visíveis no MEV devido à falta de contraste, Voort (2001).
ANÁLISE DE FALHAS EM ALGUNS COMPONENTES 
ESTRUTURAIS DE EQUIPAMENTOS DE UMA 
INDÚSTRIA MINERADORA 
L.B.Godefroid1, L.C.Cândido1, W.A.Morais2, R.Mattioli3
1UFOP/EM/DEMET, 2COSIPA, 3SAMARCO
Contribuição técnica apresentada no 58o Congresso Anual da ABM, Rio de Janeiro/RJ, julho de 2003.
Análise de Falhas – Estudo de Casos
PRIMEIRO CASO: EIXO-PINHÃO DE ALTA ROTAÇÃO
(REDUTOR DE VELOCIDADE BOMBA DE POLPA DE MINÉRIOS DE FERRO)
INFORMAÇÕES PRELIMINARES 
Foram repassadas pela empresa as seguintes informações relevantes:
• Especificação do redutor: marca PTI-FALK, tipo 385 A1, RG 96-0256;
• Dados do componente danificado: eixo-pinhão de alta rotação;
• Expectativa de vida do componente: no mínimo cinco anos;
• Tempo de utilização: este eixo-pinhão foi instalado no dia 07/12/2000 no redutor da bomba 80-BP-02S,
sendo substituído no dia 16/02/2002, em função de apresentar alta vibração em serviço, devido à quebra
de dentes;
• Não houve falha de operação do sistema por parte da empresa;
• Dados técnicos: a dureza dos flancos dos dentes (parte que realmente engrena e tem contato quando em
operação) deste eixo-pinhão deve estar próxima a 56 HRc, sendo feitos o tratamento termoquímico de
cementação, e tratamentos térmicos de têmpera e revenimento.
CARACTERIZAÇÃO MACROSCÓPICA PRELIMINAR 
Figura 1: Sistema de bombeamento de minérios de ferro. Figura 2: Detalhe da câmara de redução de velocidade do motor.
Figura 3: Eixo-pinhão apresentando três dentes fraturados. 
Figura 6(a,b,c): Detalhe da Figura 5, mostrando cada um dos dentes fraturados na sua cabeça. Nota-se a presença de pites e linhas paralelas, 
onde os dentes entram em contato. O lascamento atingiu a camada cementada e uma camada imediatamente abaixo desta.
Figura 5: Detalhe da Figura 4. Percebe-se a presença de pites
e linhas paralelas, onde os dentes entram em contato,
e dois dentes lascados.
(a) (b) (c) 
Figura 4: Detalhe da Figura 3. 
METODOLOGIA
Corpos-de-prova foram retirados das partes cortadas, sempre no sentido transversal, para as seguintes
análises:
• composição química;
• ensaios de tração;
• ensaios de dureza Vickers e Rockwell;
• metalografia;
• fratografia.
ANÁLISE QUÍMICA
Tabela 1: Composição química do aço do eixo-pinhão (% em peso).
C Mn Si Ni Cr Mo P S
0,23 0,53 0,24 1,23 1,66 0,30 0,04 0,02
C Mn Si Ni Cr Mo P(máx) S(máx)
0,17-0,22 0,45-0,65 0,15-0,35 1,65-2,00 0,40-0,60 0,20-0,30 0,035 0,040
Tabela 2: Composição química típica de um aço SAE-4320 (% em peso).
ENSAIOS MECÂNICOS 
Tabela 3: Resultados dos ensaios de dureza e de tração, material do eixo-pinhão.
Dureza Vickers Limite de escoamento 
(kgf/mm2)
Limite de resistência 
(kgf/mm2)
Deformação total
(%)
Redução de área
(%)
372 102,4 116,5 18,2 54,1
Estado
Dureza 
Brinell
Limite de escoamento 
(kgf/mm2)
Limite de resistência 
(kgf/mm2)
Deformação 
total (%)
Redução de 
área (%)
Recozido 163 43 58 29 58
Normalizado 235 46 79,5 20,8 51
Tabela 4: Valores típicos de dureza e de tração para um aço AISI-SAE 4320.
Figura 7(a): Microfratografia de um corpo-de-prova de tração,
mostrando características de fratura dúctil.
Figura 7(b): Idem Figura 7(a), aumento maior,
destacando dimples e inclusões.
METALOGRAFIA
Figura 8: Microestrutura do aço empregado na confecção do eixo-
pinhão. Observa-se a presença de martensita revenida, e
uma distribuição heterogênea de inclusões. Ataque: Nital 2%.
Figura 9: Idem à Figura 8. Destaca-se o tamanho de grão
grosseiro da austenita original.
Figura 10: Macroestrutura de um dente do eixo-pinhão, destacando a presença da camada cementada (seta).
(a) (b) (c) 
Figura 11: (a) Microestrutura da camada cementada. Ataque: Nital. Camada cementada, com aproximadamente 1,3mm (diferente contraste devido
à iluminação); (b) Microestrutura consistindo de martensita, carbonetos, inclusões e austenita residual; (c) Idem (b), apresentando
uma microtrinca (setas).
(a) (b) (c)
Figura 12: (a) Microestrutura da região de transição entre a zona cementada e o núcleo do dente. Ataque: Nital 2%. Vista geral, martensita +
carbonetos + inclusões; (b) Idem (a), apresentando uma micro-trinca (setas); (c) Idem (b), outra região.
Figura 13: Microestrutura do núcleo de um dente do eixo-pinhão, mostrando a presença de martensita revenida. Ataque: Nital 2%.
PERFIS DE DUREZA DO DENTE 
0 5 10 15 20 25 30 35
35
40
45
50
55
60
 Dente fraturado
 Dente não-fraturado
D
ur
ez
a 
R
oc
kw
el
l C
 
Distãncia da superfície (mm)
Figura 14: Perfis de dureza Rockwell C.
0 5 10 15 20 25 30 35 40
400
500
600
700
800
900
1000
1100 Dente não-fraturado
 Dente fraturado
D
ur
ez
a 
V
ic
ke
rs
 H
V
30
kg
Distância da superfície (mm)
Figura 15: Perfis de dureza Vickers.
PERFIS DE MICRODUREZA DO DENTE 
Figura 16: Perfis de microdureza Vickers.
-2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24
300
400
500
600
700
800
900
Limite da camada cementada
Raiz do dente
 Dente não-fraturado
 Dente fraturado
M
ic
ro
du
re
za
 V
ic
ke
rs
 H
V 5
0g
Distância da superfície (mm)
ANÁLISE FRATOGRÁFICA DO DENTE FRATURADO 
Figura 17: Aspecto macroscópico da fratura de um dente do eixo-pinhão. A seta indica a origem da fratura.
(a) (b) (c)
Figura 18: Origem da trinca que causou o lascamento do dente do eixo-pinhão.
(a) Aspecto geral, mostrando o início da trinca. Grande quantidade de inclusões presente na região.
(b) Detalhe de (a).
(c) Detalhe de (b), mostrando a iniciação da trinca em uma inclusão.
(d) Detalhe de (c).
(e) Região à esquerda do ponto de origem da trinca. Nota-se uma inclusão separada pela trinca.
(f) Detalhe de (e).
(g) Região à direita do ponto de origem da trinca.
(h) Detalhe de (g).
(i) Região distante do ponto de origem da trinca. Nota-se a mudança no mecanismo de fratura.
(j) Detalhe de (i).
(d) (e) (f)
(g) (h) (i)
(j)
(a)
(b)
Figura 19(a,b): Aspecto macroscópico de pites em flancos de dentes.
(a) (b) (c) (d)
Figura 20: Presença de pites no flanco de um dente do eixo-pinhão.
(a) Linhas de contato e pites;
(b) Região de coalescimento de pites, com substancial deformação plástica;
(c) Detalhe de (b), enfatizando a presença de trincas;
(d) Detalhe de (b), enfatizando a presença de trincas.
DISCUSSÃO GERAL
Tabela 5: Modos de falha em engrenagens.
Modo de falha Tipo de falha
Fadiga Flexão dos dentes, contato superficial (pitting ou spalling), contato por
rolamento, fadiga térmica
Impacto Flexão dos dentes, cisalhamento dos dentes, lascamento dos dentes,
esmagamento da camada cementada, cisalhamento por torção
Desgaste Abrasivo, adesivo
Ruptura por tensão Interna, externa
Figura 21: Representação esquemática mostrando as ações de rolamento/deslizamento inerentes aos dentes de uma engrenagem.
Figura 22: Origem de fratura superficial e sub-superficial. O caso estudado nesta análise de falhas corresponde ao gráfico (d), onde a tensão
aplicada se iguala à resistência do material abaixo da camada cementada.
CONCLUSÕES 
• A variação de dureza verificada entre a camada cementada e o núcleo da peça é relativamente grande
para um material que necessita apresentar uma elevada resistência à fadiga. Este fato também decorre
dos tratamentos realizados.
• As características do processo de funcionamento do eixo-pinhão induziram a degradação de dentes 
do mesmo, através do fenômeno de fadiga por contato. Esta degradação ocorreu por lascamento (spalling) 
em três dentes, e formação de inúmeros pites (pitting) nos flancos dos dentes.
• A avaliação do material empregado na confecção do eixo-pinhão indicou que o mesmo foi
adequadamente selecionado para a aplicação pretendida. No entanto, chama-sea atenção para o alto
nível de inclusões presente no material, o que contribuiu para a nucleação de trincas por fadiga.
• Os tratamentos térmicos de têmpera e revenimento promoveram crescimento de grão austenítico do 
núcleo da peça. O tratamento termoquímico de cementação possibilitou um aumento de dureza superficial 
adequado para a peça, mas numa profundidade insuficiente. Além disto, o teor de austenita residual nesta 
região é baixo.
SUGESTÕES
• Procurar selecionar um aço com um nível mais baixo de inclusões.
• Procurar aumentar a profundidade da camada cementada e, se possível, promover uma gradual
variação de dureza entre a superfície e o núcleo.
REFERÊNCIAS
1) Cândido,L.C., Godefroid,L.B., Morais,W.A. Análise de Falhas, curso promovido pela Associação Brasileira
de Metalurgia e Materiais, 2001.
2) Metals Handbook, Volume I – Properties and Selection, American Society for Materials, 10th Edition, 1990.
3) Metals Handbook, Volume XI – Failure Analysis and Prevention, American Society for Materials, 10th Edition,
1990.
4) Metals Handbook, Volume XII – Fractography, American Society for Materials, 10th Edition, 1990.
5) Wulpi, D. Understanding How Components Fail, American Society for Metals, 7th Printing, 1993.
6) Colangelo,V.J. e Heiser,F.A.: Analysis of Metallurgical Failures, John Wiley & Sons, 2nd Edition, 1987.
7) Naumann,F.K.: Failure Analysis – Case Histories and Methodology, American Society for Metals, 1983.
8) Tait,R.B. e Garrett,G.G.: Fracture and Fracture Mechanics – Case Studies, Pergamon Press, 1985.
TERCEIRO CASO: EIXO DE ROTOR DE BOMBA DE POLPA DE MINÉRIO
Figura 1 – Projeto do eixo da bomba de polpa fraturado em serviço.
CARACTERIZAÇÃO/UTILIZAÇÃO DO MATERIAL
(PROJETO)
CARACTERIZAÇÃO DO CARREGAMENTO
Figura 2 – Fotografia mostrando a operação do eixo fraturado; eixo, em vermelho; o rotor e o motor em azul.
Figura 3 – Geometria da extremidade do eixo conectada ao rotor da bomba. Nota-se que há uma concentração de tensões
de tração e cisalhamento na posição da concordância mostrada no detalhe “x”.
PROCEDIMENTOS DE ANÁLISES E RESULTADOS
Exame Inicial Macroscópico
Figura 4 – Aspecto pós-fratura do eixo da bomba de polpa em análise.
(a)
(b)
(c)
Figura 5 – Rotor da bomba de polpa que é acionado pelo eixo que foi fraturado. Na Figura 5.b e, principalmente, na Figura 
5.c é mostrada a outra superfície de fratura do eixo, ainda dentro do rotor da bomba.
(a)
(b)
(c)
Figura 6 – Aspecto da superfície de fratura do eixo. Nota-se a formação de uma superfície relativamente plana e outra de
aspecto mais rugoso. Esta superfície apresenta “ratchet marks” e “beach marks”, característicos de uma
superfície de fratura por fadiga.
(a) (b)
(c)
Superfícies de Fratura
Figura 7 – Detalhes da porção da superfície de fratura do eixo criada por carregamento em fadiga. Destacam-se as “rachet
marks”.
(a) (b)
(c)(a) (b)
Figura 8 – Detalhes da superfície de fratura rugosa mostrada na Figura 6. São visíveis algumas facetas perpendiculares à
superfície de fratura do eixo.
Figura 9 – Detalhes da superfície de fratura vista lateralmente. São visíveis uma linha de mudança de condição de fratura
(a e b), e uma série de irregularidades, devido ao ataque de limpeza ácida do eixo.
(c)(a) (b)
Figura 10 – Posições de retirada das amostras para metalografia do eixo analisado.
Metalografia
(a)
(b)
Figura 11 – Microestruturas típicas observadas nas seções tangencial (a) e radial (b) da amostra do eixo fraturado com 500X
de ampliação. São visíveis grãos de perlita, ferrita e inclusões alongadas transgranulares que estão orientadas no
sentido longitudinal do eixo. Ataque Nital (2%) e observação com luz polarizada.
(a) (b)
Figura 12 – Micrografias das seções tangencial (a) e radial (b) do eixo fraturado em dois planos de foco ótico mostrando a
profundidade dos vazios ocasionados pelo arrancamento das inclusões observadas durante a fase de polimento
metalográfico. Aumento de 500X, ataque Nital (2%) e observação com luz polarizada.
(a1) (b1)
(a2) (b2)
Figura 13 – Micrografia da seção radial do eixo fraturado mostrando um grande número de inclusões orientadas no sentido
longitudinal deste eixo (sentido horizontal da foto). Ataque Nital (2%);500X; observação com luz polarizada.
Análise Química
Tabela I – Resultados da análise química do aço do eixo fraturado (% peso). 
AAmmoossttrraa CC MMnn SSii PP SS CCrr NNii MMoo 
AAççoo 11 ((ffllaannggee)) 00,,4488 00,,7766 00,,2255 00,,0033 00,,0022 –– 00,,0022 –– 
 
Tabela II – Composições químicas de aços comerciais (% peso). 
AAççoo SSAAEE CC MMnn SSii PPmmááxx SSmmááxx CCrr NNii MMoo 
44334400 00,,3388~~00,,4433 00,,6600~~00,,8800 00,,1155~~00,,3300 00,,003355 00,,004400 00,,7700~~00,,9900.. 11,,6655~~22,,0000 00,,2200~~00,,3300 
11004455 00,,4422~~00,,5500 00,,6600~~00,,9900 
((**)) 
00,,004400 00,,005500 –– –– –– 
11005500 00,,4477~~00,,5555 00,,6600~~00,,9900 
((**)) 
00,,004400 00,,005500 –– –– –– 
11004455HH 00,,4422~~00,,5511 00,,5500~~11,,0000 00,,1155~~00,,3300 00,,004400 00,,005500 –– –– –– 
 (*) Depende da faixa de composição escolhida; varia entre 0,08 a 0,40%.
Propriedades Mecânicas
TTaabbeellaa IIIIII –– RReessuullttaaddooss ddooss eennssaaiiooss ddee ttrraaççããoo ssoobbrree ccoorrppooss ddee pprroovvaa ddoo aaççoo ddoo eeiixxoo ffrraattuurraaddoo.. 
CCoorrppoo--ddee--pprroovvaa YYSS ((MMPPaa)) UUTTSS ((MMPPaa)) LL//LLoo ((%%)) AA//AAoo ((%%)) 
11 558800 776655 1155 2299 
22 556600 772200 1166 2299 
33 557700 777755 1155 3333 
MMééddiiaa ((ddeessvviioo)) 557700  1122** 775555  3300 1155 3311 
* Houve uma certa dificuldade em se definir o limite de escoamento deste aço devido à ausência de 
um ponto de escoamento descontínuo definido. 
Figura 14 – Curva tensão versus deformação do aço do eixo fraturado.
(a) (b) (c)
(d)
Figura 14 – Superfícies de fratura apresentada pelos CPs de tração: (a) e (b) vistas oblíquas, (c) vista lateral e (d) vista de topo.
Tabela VI – Valores de dureza do aço do eixo. 
 
DDuurreezzaa RRoocckkwweellll DD 
((HHRRDD)) -- mmeeddiiddaa 
DDuurreezzaa BBrriinneellll 
((HHBB)) -- ccoonnvveerrttiiddaa 
DDuurreezzaa VViicckkeerrss 
((HHVV)) -- ccoonnvveerrttiiddaa 
MMééddiiaa 4411,,55  22,,55 223366 224488 
 
- Seção Tangencial (HRD): 44; 44; 43; 40; 45; 44  43,3  1,8
- Seção Longitudinal(*) (HRD): 40; 38; 39; 40; 40  39,4  0,9
(*) Superfície de estudo perpendicular às superfícies radial e tangencial, mostradas na Figura 10.
O eixo fraturou-se em um ponto de grande concentração de tensão devido à presença de um entalhe e da
geometria de carregamento imposta ao mesmo, conforme apresenta a Figura 3. O movimento de rotação
deste eixo facilita a ocorrência de carregamentos de fadiga por flexão rotativa.
Durante os procedimentos de inspeção visual foi informado que, durante o conserto da bomba para a troca
do eixo fraturado, teria sido localizada um pedaço de uma grade metálica dentro do corpo do rotor da
bomba. Esta grade poderia provocar uma sobrecarga no eixo que poderia levar ou à ruptura direta ou à
nucleação de uma trinca por fadiga.
Como a superfície de fratura do eixo, mostrada nas Figuras 6 e 7, apresenta a morfologia típica de uma
superfície de fratura por fadiga, pode-se concluir que este eixo não rompeu imediatamente devido a esta
sobrecarga, a não ser que o mesmo já possuísse uma trinca por fadiga de dimensões razoáveis e a
sobrecarga tenha levado à fratura final.
CONSIDERAÇÕES FINAIS
- Observação de algumas facetas na região de fratura final da superfície de fratura do eixo. Estas facetas
apresentam marcas lineares paralelas à direção longitudinal do eixo, conforme mostrado na Figura 8. A
morfologia destas facetas é similar à morfologia das superfícies de fratura obtidas por tração neste mesmo
eixo, conforme é apresentadana Figura 14. Ambas as superfícies de fratura são do tipo tangencial. As
facetas foram criadas a 45° do plano de carregamento dos corpos-de-prova, exatamente na direção de
maior componente de cisalhamento, o que indica que o material é sensível a carregamentos de
cisalhamento.
- Observação da formação de pites de corrosão orientados, conforme ilustra a Figura 9. Estes pites são
perpendiculares à direção longitudinal do eixo. Nas superfícies radiais (externas) do eixo, não foram
observados pites de corrosão, mas sim marcas longitudinais após o ataque químico.
- Variação nos valores de propriedades mecânicas obtidas segundo duas direções principais do eixo,
verificadas com a medição da dureza Rockwell do aço deste eixo.
O eixo analisado possui uma grande presença de inclusões conforme verificado nas análises metalográficas.
Estas inclusões, provavelmente de sulfeto de manganês, devem ser a causa das seguintes alterações
verificadas a nível macroscópico no material do eixo:
Tudo isto, em conjunto com a verificação de que a microestrutura do aço não é orientada, indica que o
material do eixo foi conformado mecanicamente a quente, pois a microestrutura perlita-ferrita do aço foi
recristalizada enquanto que as inclusões permaneceram com a orientação inicial da conformação dada ao
aço do eixo.
A análise química mostrou a ausência dos elementos de liga Cromo, Níquel e Molibdênio no aço do eixo
analisado. Isto leva à conclusão de que este eixo não é do tipo 4340. Pelos teores de carbono, manganês e
silício obtidos pode-se localizar este aço, de uma maneira geral, entre as ligas AISI: 1045 e 1050.
Em termos de propriedades mecânicas, o aço deste eixo apresentou um limite de resistência e valores de
dureza compatíveis com os valores típicos da liga AISI 1050. Entretanto o seu limite de escoamento
apresentou-se relativamente próximo ao seu limite de resistência. Da mesma forma, os valores de ductilidade
medidos foram relativamente mais baixos do que o esperado.
As diferenças observadas em termos das propriedades mecânicas de ductilidade do aço (limite de
escoamento, deformação e redução de área) podem ser atribuídos à presença das inclusões alongadas na
estrutura do aço.
A Tabela V mostra, as propriedades mecânicas discutidas para o aço analisado e das respectivas
propriedades nominais de possíveis aços comerciais que se equivaleriam ao aço do eixo em análise.
Tabela V – Algumas propriedades do aço do eixo analisado e de propriedades mecânicas 
nominais de aços comerciais. Os números em negrito e com fundo cinza indicam 
os valores nominais mais próximos dos valores observados para o aço analisado. 
AÇO YS 
(MPa) 
UTS 
(MPa) 
L/Lo (%) A/Ao (%) 
Dureza 
(HB) 
Dureza 
(HRD) 
Analisado 570* 755 15**** 31**** 236** 41,5 
1050 (sem trat.) 415 725 20 40 229 40,3*** 
1050 (normal.) 420 750 20 40 217 – 
1050 (recozido) 365 635 24 40 187 – 
4340 (normal.) 860 1280 12 36 363 54,6*** 
4340 (recozido) 470 740 22 50 217 – 
 * Valor não muito preciso devido às limitações do ensaio realizado. 
** Valor de dureza não medida diretamente, mas sim obtida por conversão da dureza Rockwell. 
*** Valores de dureza convertidos segundo tabela técnica específica. 
**** Medições de ductilidade baseadas em um CP de  = 5mm e L0 = 25mm (tendem a ser diferentes 
aos valores obtidos com CPs de tamanho normal). 
CONCLUSÕES
As seguintes conclusões gerais foram obtidas dos resultados desta análise de falha:
• O eixo fraturou-se por fadiga, na região da concentração de tensão (detalhe Z da Figura 3).
• Apesar de não ter sido comprovado por esta análise, poderia ter ocorrido um sobrecarregamento do eixo
devido à presença de um corpo estranho no interior da caixa da bomba de polpa que aceleraria o processo
de fratura do eixo desta bomba, independentemente do tipo de aço de que seria fabricado o eixo.
• A análise química revelou que o aço do eixo fraturado não é do tipo AISI 4340 e sim do tipo AISI 1045 ou
1050, portanto fora das especificações de projeto mecânico.
• A análise metalográfica mostrou que o aço deste eixo possui um grande número de inclusões não
metálicas formadas a partir de um processo de conformação mecânica a quente do aço deste eixo. Tais
inclusões provocam os seguintes efeitos sobre o aço do eixo:
 o aparecimento de uma superfície de fratura característica neste eixo, conforme mostradas nas
Figuras 8.c e 14;
 restringem a ductilidade do eixo, conforme medida nos ensaios de tração (Tabela III e Figura 14);
 introduzem um certo comportamento anisotrópico segundo detectado nas medições de dureza
macroscópica;
 reduzem a capacidade do aço do eixo a resistir a esforços de cisalhamento, conforme indicam as
superfícies de fratura dos corpos-de-prova retirados do eixo e ensaiados em tração.
Como conclusão geral pode-se afirmar que a presença de um corpo estranho dentro da caixa da bomba
aceleraria o processo de fratura por fadiga verificado neste eixo, em qualquer circunstância de material. Por
outro lado, o tipo de aço deste eixo é considerado inadequado para a aplicação em questão, não tanto pela
composição química, mas principalmente pela grande presença de defeitos microestruturais que pioram as
suas propriedades mecânicas, inclusive a sua resistência à fadiga.
O eixo fraturado pertencia a um tambor que servia como elemento de esticamento de uma correia
transportadora de minérios de ferro. Ao fraturar-se, o eixo e o tambor caíram de uma altura considerável (em
torno de 40 metros) com um grande potencial de causar danos mais sérios. A Figura 1 esquematiza a
situação.
Figura 1- Detalhe da região de carregamento do transportador de correia, mostrando o tambor de esticamento que se fraturou.
QUARTO CASO: EIXO/TAMBOR DE ESTICAMENTO DE UMA CORREIA
TRANSPORTADORA
Apresentação do Problema
Circunstâncias que levaram à fratura
A análise feita confirmou que o eixo deste tambor sofreu uma inadequada operação de recuperação de
suas superfícies de apoio nos mancais, através de soldagem. Em adição, o aço empregado apresentava
um teor de carbono acima do especificado, com uma microestrutura orientada e presença exagerada de
inclusões. Estas circunstâncias desfavoráveis levaram à fratura do componente.
C % Mn % Pmáx % Smáx %
0,43~0,50 0,60~0,90 0,040 0,050
Tipo de aço* máx (MPa) ys (MPa) /0 (%) S/S0 (%) Dureza HB Dureza HV
AISI 1045 585 505 12 45 170 178
AISI 1050 655 550 10 40 189 199
Caracterização do Material: aço do tipo AISI 1045
* Na condição de deformado em frio e recozido.
Exame Visual Inicial
Aspecto visual do eixo fraturado em duas vistas, (a) e (b), diametralmente opostas. As regiões indicadas apresentam 
uma descontinuidade no aspecto visual da peça.
Parece haver uma nucleação das trincas de fadiga (presumidamente) próxima ao concentrador de tensões
do eixo;
Percebe-se algumas descontinuidades macroestruturais em certas regiões da superfície externa do eixo,
bem próximas à fratura.
Exame Macroscópico
Superfície de fratura por fadiga do eixo analisado, mostrando diversos pontos de nucleação de trincas, com uma 
propagação dominante da direita para a esquerda.
Exame Macroscópico
(a) Detalhe da figura anterior. As setas (A, B, C e D) indicam pontos de nucleação de trincas. Podem ser observadas “ratchet
marks” e “beach marks”.
(b) Detalhe da superfície de fratura do eixo mostrando a região de fratura final, indicada pela linha tracejada e indicada pela seta.
Exame macroscópico
(a) Visão oblíqua detalhada da superfície de fratura do eixo mostrando a iniciação de trincas ao redor de uma
descontinuidade, indicada pelas setas.
(b) Visão de topo da mesma região mostrada em (a), mostrando a presença de inúmeras “ratchet marks” ao redor da
descontiuidade.
Metalografia
Microestruturas obtidas da preparação metalográfica de uma amostra retirada a partir de uma seção circunferencial do 
eixo, com dois graus de ampliação. Reativo utilizado: Nital a 2%.
A microestrutura é constituída por perlita e ferrita.Através de análise por metalografia quantitativa,
determinou-se a fração volumétrica de perlita como sendo de 73%. Considerando um aço-carbono comum
resfriado nas condições de equilíbrio, conclui-se que o percentual de carbono por meio desta análise
rápida é de 0,58%. Pode-se estimar que a quantidade de carbono do eixo está aproximadamente de
acordo com o tipo de aço especificado, talvez um pouco acima. Também pode ser percebido por estas
metalografias que o aço apresenta uma certa anisotropia de sua estrutura. Nota-se um alinhamento dos
grãos na direção radial deste eixo.
Metalografia
Metalografia da região de descontinuidade mostrada anteriormente. Pode-se perceber a presença de: um cordão de solda, 
inúmeras trincas, (a) descontinuidades características do final de depósito e alterações microestruturais no aço do eixo 
nesta região. Ataque: Nital a 2%.
Metalografia
Detalhe da microestrutura presente próxima as trincas mostradas na figura anterior em duas ampliações. Pode-se notar 
uma estrutura alterada com grande presença de martensita e a presença de uma trinca entre os contornos de grão. Ataque: 
Nital a 2%.
Metalografia
O cordão de solda pode ter sido depositado por duas razões principais:
 Para recobrir uma possível camada desgastada do eixo devido ao desgaste no mancal ao longo de
sua utilização;
 Para aumentar a dureza da superfície externa do eixo na região dos mancais de apoio do mesmo,
aumentando a resistência ao desgaste.
Para ambas as finalidades, o depósito deste cordão de solda não foi feito de forma satisfatória, já que:
 Provavelmente não foi tomado o devido cuidado no procedimento de soldagem para se evitar tensões
residuais que levariam a um possível trincamento durante a utilização da peça, ou mesmo ao término
da soldagem;
 O tipo de aço utilizado é muito susceptível a uma transformação metalúrgica, especialmente ao se
colocar um cordão de solda, o que levar a formação de estruturas duras (o que é bom), porém
relativamente descontínuas com a matriz.
 O cordão de solda foi depositado ao longo de toda a seção do eixo que mantém apoio nos mancais,
porém foi terminado exatamente na região do concentrador de tensões (concordância) deste eixo.
Sabe-se que o término de um cordão de solda é região crítica na soldagem, por isso tais cordões não
deveriam terminar na região deste concentrador de tensões. Isto considerando um bom procedimento
de soldagem.
Metalografia
Metalografia de uma seção circunferencial do eixo fraturado mostrando a presença de perlita (grão mais escuro), ferrita 
(parte mais clara) e várias inclusões alongadas (tons intermediários). Ataque: Nital (2%); 1.000X.
O aço do eixo, quando observado com um maior detalhamento, revela uma pronunciada quantidade de
inclusões alongadas, provavelmente de sulfetos de manganês e/ou ferro.
Propriedades mecânicas
Perfil de microdureza Vickers na região da solda do eixo segundo uma seção circunferencial mostrada anteriormente. 
Carga utilizada: 200g.
Nota-se uma diferença significativa na dureza do material, entre as regiões de perlita-ferrita e zona soldada
(martensítica).
A região da estrutura normal do eixo (ferrita-perlita) apresenta uma microdureza compatível com os valores
esperados para o tipo de material especificado.
A região entre os dois materiais, de durezas diferentes, é um sítio preferencial para nucleação de trinca,
conforme verificado nas microestruturas anteriormente apresentadas.
Conclusões
1. O eixo analisado fraturou-se por fadiga, a partir de carregamento cíclico de flexão rotativa.
2. A iniciação de trinca ocorreu em diversos pontos da superfície externa do eixo, sempre próximos da
região de concordância entre dois diâmetros distintos, isto é, em um concentrador de tesões.
3. O aço empregado na confecção do eixo possui uma microestrutura orientada (anisotropia) e presença
de uma grande quantidade de inclusões. Sua estrutura básica consiste de ferrita e de perlita.
4. Existe um cordão de solda depositado na superfície do eixo que estava apoiada no mancal e que
termina em diversos locais da região de concordância entre os dois diâmetros do eixo. Este cordão deve
ter sido depositado devido a algum problema decorrente de usinagem e/ou desgaste de utilização da
peça, ou no sentido de promover um recobrimento superficial, para endurecer a peça.
5. Devido às várias alterações microestruturais e mecânicas impostas pela presença do cordão de solda,
formam-se condições favoráveis para a nucleação de trincas de fadiga.
Recomendações
1) Utilização de um aço com uma composição química de acordo com o recomendado pelo projeto
mecânico e com um melhor controle de impurezas.
2) Realização de um tratamento térmico de endurecimento superficial do eixo.
3) Fazer uma verificação rigorosa, quando do recebimento/manutenção de eixos, não se aceitando e/ou
realizando reparos mal feitos por soldagem nestes componentes.
4) Proceder a um exame rigoroso nos eixos atualmente existentes na empresa para procurar situações
semelhantes de soldagem e/ou presença de trincas. Caso seja encontrado algum eixo nesta situação,
promover a sua imediata substituição.
CARACTERIZAÇÃO/UTILIZAÇÃO DO MATERIAL
(PROJETO)
Figura 1 – Bomba de polpa onde são utilizados os parafusos estudados.
Os parafusos utilizados são especificados pelo próprio fabricante da bomba como sendo:
 Aço ASTM A193 grau B7;
 Parafusos 1 e 7/8 pol.
QUINTO CASO: PARAFUSOS DE FIXAÇÃO DA CARCAÇA DE UMA BOMBA DE POLPA DE 
ALTA POTÊNCIA
Figura 2 - Projeto da carcaça de sucção e compressão da bomba de polpa do mineroduto. 
Simulação do sistema de sucção e compressão da bomba de polpa de um mineroduto. 
CARACTERIZAÇÃO DO CARREGAMENTO
Tabela I – Quantidade de ciclos de carregamento e descarregamento impostos sobre os parafusos analisados devido à sucção e compressão
da polpa de minério dentro da carcaça da bomba em diferentes períodos de tempo e taxas de utilização do equipamento.
OOccuuppaaççããoo MMééddiiaa 
PPeerrííooddoo 
110000%% 9900%% 8800%% 7700%% 5500%% 
UUmm mmiinnuuttoo 11,,0000EE++0022 99,,0000EE++0011 88,,0000EE++0011 77,,0000EE++0011 55,,0000EE++0011 
UUmmaa hhoorraa 66,,0000EE++0033 55,,4400EE++0033 44,,8800EE++0033 44,,2200EE++0033 33,,0000EE++0033 
UUmm ddiiaa 11,,4444EE++0055 11,,3300EE++0055 11,,1155EE++0055 11,,0011EE++0055 77,,2200EE++0044 
UUmmaa sseemmaannaa 11,,0011EE++0066 99,,0077EE++0055 88,,0066EE++0055 77,,0066EE++0055 55,,0044EE++0055 
UUmm mmêêss 33,,0077EE++0077 22,,7766EE++0077 22,,4455EE++0077 22,,1155EE++0077 11,,5533EE++0077 
UUmm sseemmeessttrree 55,,6600EE++0099 55,,0044EE++0099 44,,4488EE++0099 33,,9922EE++0099 22,,8800EE++0099 
 
CARACTERIZAÇÃO DO CARREGAMENTO
Figura 3 - Foto mostrando a averiguação da vibração da
carcaça da bomba. 
Figura 4 - Vaso de pressão conectando as carcaças de uma bomba com a linha de polpa.
Percebe-se a colocação de anéis de reforço (amarelos) para impedir ruptura das
juntas soldadas do vaso.
PROCEDIMENTOS DE ANÁLISE E RESULTADOS
Exame inicial macroscópico
(a) (b)
Figura 5 - Fotos mostrando uma carcaça da bomba desmontada para manutenção: (a) carcaça inteira e (b) detalhe mostrando a região de fixação
da carcaça pelos parafusos com um parafuso ainda rosqueado e uma rosca fraturada por fadiga.
Novo P1 P2 P3 P4 P5 P6
(a) (b)
Figura 6 - (a) Foto mostrando a posição de ruptura dos seis parafusos analisados (P1 a P6), comparando com um parafuso não fraturado (Novo),
nota-se que todas as fraturas ocorrem aproximadamente na mesma posição (a não ser pelo último parafuso). (b) A posição de fratura
dos parafusos corresponde à região de aperto do parafuso em sua respectiva porca, como destacado na figura pelas setas.
Superfícies de Fratura
(a)
(b)
Figura 7 - (a) Superfície de fratura do parafuso P1; (b) detalhe de (a). 
(a) (b)
Figura 8 - (a) Superfície de fratura do parafuso P2; (b) detalhe de (a). 
(a) (b)
Figura 9 - (a) Superfície de fratura