Engenharia de Materiais - ULisboa · Engenharia de Materiais Orientadores: ... processo de soldadura, provocando um comportamento acústico anisotrópico que dá origem à dispersão

Desenvolvimento de um sistema de ultrassons por Phased Array para inspeção de juntas soldadas de baixa

espessura em material austenítico

Maria Inês Pires de Freitas

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia de Materiais

Orientadores: Prof.ª Maria Luísa Coutinho Gomes de Almeida

Dr. Nuno Miguel Carvalho Pedrosa

Júri

Presidente: Maria de Fátima Reis Vaz

Orientador: Prof.ª Maria Luísa Coutinho Gomes de Almeida

Vogal: Prof. Telmo Jorge Gomes dos Santos

Maio de 2016

I

Agradecimentos

À professora Luísa Coutinho, minha orientadora, o meu muito obrigada por ter aceite orientar

esta tese e pela oportunidade que me deu de poder integrar uma equipa do ISQ.

Ao ISQ, especialmente ao Eng.º Hugo Carrasqueira, diretor do LABEND, por ter permitido a

realização deste trabalho nestas instalações e por me ter integrado na sua equipa. A todo o grupo de

trabalho do LABEND pela forma carinhosa como me receberam e integraram, com especial menção à

Ana Cardoso, à Patrícia Brito e ao Sr. Luís.

Ao Eng.º Nuno Pedrosa, primeiro por me ter aceite na sua equipa e segundo pela

disponibilidade que teve para me encaminhar e me orientar nesta jornada. Mais uma vez, obrigada

pelo voto de confiança que me deu e pelo tempo que despendeu para me tirar dúvidas e auxiliar.

Sem o seu apoio este trabalho não teria sido possível, muito obrigada!

À Eng.ª Liliana Silva, pela paciência e tempo despendido para me ensinar e explicar a trabalhar

com os equipamentos e pelo conhecimento que me transmitiu. Aos Engenheiros José Pedro Sousa,

Gonçalo Silva, João Amorim e André Cereja, pela forma como me acolheram, pelos conhecimentos e

pelos conselhos que me deram de quem já fez uma tese no IST em colaboração com o ISQ, tendo

passado pela mesma situação que eu. Ao Eng.º Francisco Nogueira pelos conhecimentos que me

transmitiu do CIVA e pela sua ajuda e paciência, obrigada por tudo.

Não podia deixar de relembrar o Eng.º Pedro Barros, que tive a honra de poder conhecer e de

ter algumas conversas sobre ultrassons, e inclusive de receber algumas explicações. Vimo-lo partir a

meio desta minha jornada de tese, de forma um pouco inesperada e deixando saudade àqueles que

com ele conviviam. Todo o conhecimento que ele deixou e transmitiu foi importantíssimo no mundo

dos ensaios não destrutivos, e nesse conhecimento estará sempre um pouco dele.

Deixo também um agradecimento especial aos meus colegas de todos os dias durante este

trabalho, David Alface e Paulo Meyrelles, primeiro pela sua paciência para me aturar e depois pelo

companheirismo, ajuda e todo o apoio que me deram ao longo destes últimos meses.

Um obrigado especial àqueles que trago sempre no coração, e que me apoiaram ao longo de

toda esta caminhada que foi a faculdade, na grande instituição que é o IST. Obrigada colegas de

Materiais, os do meu ano de entrada, os que me acolheram do ano seguinte e todos os outros que

fazem parte desta pequena família, pelos momentos que vivemos e partilhámos, pelo crescimento

que fizemos juntos, por me terem mostrado que eu era capaz, por todas as lágrimas que tiveram de

aturar, por acreditarem em mim quando nem eu acreditava.

Ao Zé por me ter apoiado e motivado à sua maneira, e por toda a paciência que teve até agora.

Serás sempre um exemplo de força e determinação para mim, sabes que te admiro por isso.

Por último, àqueles que vão estar sempre lá para me apoiarem, e que disponibilizaram todos

os meios para que fizesse-se o curso: a minha família. Esta jornada da minha vida chega finalmente

ao fim, e sei que ficarão muito orgulhosos, sendo também para vós uma vitória ter atingido esta meta.

Pais e avós, obrigada por me terem tornado na pessoa que sou hoje.

II

Resumo

A inspeção de soldaduras austeníticas, em particular de componentes de baixa espessura,

constitui um desafio na área de ensaios não destrutivos com ultrassons. O ensaio por ultrassons

convencionais de materiais austeníticos é difícil devido à sua microestrutura, que é influenciada pelo

processo de soldadura, provocando um comportamento acústico anisotrópico que dá origem à

dispersão de som em todas as direções. Este comportamento acústico leva a uma incerteza no

posicionamento e dimensionamento das descontinuidades que possam estar presentes na soldadura.

Como consequência podem aparecer reparações desnecessárias ou, no extremo oposto, a aceitação

de defeitos críticos.

Neste projeto foi desenvolvido um procedimento de inspeção de ultrassons por Phased Array

automatizado para inspecionar as soldaduras de material austenítico de chapas com 8 mm de

espessura para construção de tanques de armazenamento de LNG (Liquefied Natural Gas).

Utilizou-se o programa de simulação CIVA para modelar as sondas de Phased Array

apropriadas, permitindo estudar a distribuição de pressão acústica do feixe ultrassonoro, bem como a

resposta às descontinuidades. A modelação permite otimizar os modelos a utilizar na inspeção e

assim estabelecer os parâmetros desta. Posteriormente procedeu-se ao processo de validação

experimental dos modelos desenvolvidos na modelação através de inspeções de uma peça de teste

com descontinuidades características deste tipo de junta. A deteção e caracterização, em dimensão e

localização, destas descontinuidades permitiram validar o sistema de inspeção desenvolvido.

Palavras-chave: ensaios não destrutivos, Phased Array, aço austenítico, baixa espessura, sistema

de inspeção automatizado

III

Abstract

The inspection of austenitic welds is a challenge in the field of nondestructive testing by

ultrasounds, in particular low-thickness components. Conventional ultrasonic testing of austenitic

materials is difficult due to their microstructure. This microstructure is influenced by the welding

process, causing an anisotropic acoustic behavior and creating a dispersion of sound in all directions.

This acoustic behavior leads to an uncertainty in the positioning and sizing of discontinuities that may

be present in the weld. As a result, on one hand there might appear unnecessary repairs and, on the

other hand, the acceptance of critical defects might occur.

In this project, an ultrasonic inspection procedure for automated Phased Array to inspect the

austenitic material welds sheets with a thickness of 8 mm to build LNG (Liquefied Natural Gas)

storage tanks was been developed.

The CIVA simulation software was used to model the appropriate Phased Array probes, which

allowed the study of the acoustic beam pressure distribution, as well as the beam response to

discontinuities. The modeling allowed the optimization of the parameters to be used in the inspection.

Afterwards the experimental validation process models developed were validated by inspecting a test

piece with discontinuities characteristics of this type of joint. The detection and characterization, in size

and location, of these discontinuities allowed the validation of the inspection system developed.

Key-words: Nondestructive testing, Phased Array, austenitic steel, low thickness, automated

inspection system

IV

Índice

Agradecimentos ............................................................................................................................. I

Resumo ......................................................................................................................................... II

Abstract ........................................................................................................................................ III

Lista de Figuras ........................................................................................................................... VII

Lista de Tabelas ............................................................................................................................ X

Abreviaturas ................................................................................................................................. XI

1.Introdução .................................................................................................................................. 1

1.1. Motivação ........................................................................................................................... 1

1.2. Objetivo ............................................................................................................................... 2

1.3. Estrutura da tese ................................................................................................................ 3

2. Estado de Arte ........................................................................................................................... 4

2.1. Aços Austeníticos ............................................................................................................... 4

2.1.1. Aços 9%Níquel ............................................................................................................ 5

2.1.1.1. Metalurgia .............................................................................................................. 5

2.1.1.2. Propriedades mecânicas ....................................................................................... 6

2.2. Soldadura e soldabilidade de aços austeníticos ................................................................ 7

2.2.1. Soldabilidade dos aços 9%Níquel ............................................................................... 8

2.3. Ensaios não destrutivos ..................................................................................................... 9

2.4. Ultrassons ......................................................................................................................... 10

2.4.1. Breve introdução histórica ......................................................................................... 10

2.4.2. Princípios físicos de propagação do som .................................................................. 11

2.4.2.1.Tipos de ondas ..................................................................................................... 11

2.4.2.2. Velocidade de propagação.................................................................................. 12

2.4.3. Incidência numa interface .......................................................................................... 13

2.4.3.1. Lei da refração: Lei de Snell ............................................................................... 14

2.4.3.2. Conversão de modo: ângulos críticos ................................................................. 15

2.4.4. Atenuação .................................................................................................................. 15

2.4.5. Inspeção por ultrassons ............................................................................................. 16

2.4.5.1. Transdutor ........................................................................................................... 16

2.4.5.2. Características do feixe sonoro ........................................................................... 17

V

2.4.5.3. Limiar de deteção de descontinuidades.............................................................. 18

2.4.5.4. Técnicas de inspeção.......................................................................................... 19

2.4.5.5. Representação de resultados ............................................................................. 19

2.4.6. Phased Array ............................................................................................................. 20

2.4.6.1. Princípio............................................................................................................... 20

2.4.6.2. Formação do feixe ............................................................................................... 22

2.4.6.3. Sondas ................................................................................................................ 22

2.4.6.4. Vantagens e limitações ....................................................................................... 24

2.5. Inspeção de soldaduras austeníticas ............................................................................... 25

2.6. Resumo do capítulo .......................................................................................................... 28

3. Modelação ............................................................................................................................... 29

3.1. CIVA ................................................................................................................................. 29

3.2. Bloco de demonstração .................................................................................................... 30

3.2.1. Modelação do bloco de demonstração ...................................................................... 31

3.2.2. Propriedades dos materiais ....................................................................................... 31

3.3. Sondas .............................................................................................................................. 32

3.3.1. Critérios de seleção ................................................................................................... 32

3.3.2. Características das sondas selecionadas ................................................................. 33

3.4. Modelação dos calços ...................................................................................................... 33

3.5. Modelação do feixe .......................................................................................................... 35

3.5.1. Pressão acústica ........................................................................................................ 36

3.5.1.1. Focalização ......................................................................................................... 37

3.5.1.2. Distribuição da pressão acústica ........................................................................ 40

3.6. Caracterização de descontinuidades ............................................................................... 48

3.7. Otimização da sonda de 3,25 MHz .................................................................................. 55

3.8. Conclusão da modelação ................................................................................................. 56


4. Validação Experimental .......................................................................................................... 58

4.1. Material e equipamento utilizado ...................................................................................... 58

4.1.1. Calços ........................................................................................................................ 59

4.1.1.1. Construção dos calços ........................................................................................ 59

VI

4.1.1.2. Calibração dos calços ......................................................................................... 60

4.2. Plano de aquisição ........................................................................................................... 60

4.2.1. Parâmetros das sondas ............................................................................................. 60

4.2.2. Plano de varrimento ................................................................................................... 61

4.2.3. Painel de aquisição .................................................................................................... 62

4.3. Resultados das aquisições ............................................................................................... 63

4.3.1. Descontinuidade A ..................................................................................................... 64

4.3.2. Descontinuidade B ..................................................................................................... 67

4.3.3. Descontinuidade C ..................................................................................................... 70

4.3.4. Descontinuidade D ..................................................................................................... 72

4.3.5. Descontinuidade E ..................................................................................................... 73

4.3.6. Descontinuidade F ..................................................................................................... 73

4.4. Análise dos resultados ..................................................................................................... 74


5. Conclusões e Trabalho Futuro ................................................................................................ 77

5.1. Conclusões ....................................................................................................................... 77

5.2. Trabalho Futuro ................................................................................................................ 78

Referências ................................................................................................................................. 79

Anexo A – Bloco demonstração e bloco calibração .................................................................... 82

Anexo B – Otimização sonda de 3,25 MHz ................................................................................ 84

Estudo da sonda com e sem focalização mecânica com 13 elementos ............................. 84

Estudo da sonda com focalização mecânica com 13 e 16 elementos ................................ 86

Anexo C – Radiografia com raios-X do bloco de demonstração ................................................ 87

VII

Lista de Figuras

Figura 1 - Diagrama de fases Fe-C ......................................................................................................... 5

Figura 2 - Diagrama de fase Fe-Ni8 [5] ................................................................................................... 6

Figura 3 - (a) Chapa de aço 9%Ni soldado com liga de elevado teor de níquel e as microestruturas da

(b) zona de fusão, (c) ZAC e (d) material base [5] .................................................................................. 8

Figura 4 - Modelo do corpo elástico [13] ............................................................................................... 11

Figura 5 - Representação de uma onda longitudinal (adaptado de [14]) .............................................. 11

Figura 6 - Representação de uma onda transversal (adaptado de [14]) .............................................. 12

Figura 7 - Incidência perpendicular duma onda, transmissão e reflexão ............................................. 13

Figura 8 - Incidência oblíqua numa interface, resultando em reflexão e refração da onda .................. 14

Figura 9 - Representação do 1º ângulo crítico, (a), e do 2º ângulo crítico, (b) ..................................... 15

Figura 10 - Elemento piezoelétrico (adaptado de [18]) ......................................................................... 17

Figura 11 - Campo próximo e campo afastado num feixe ultrassonoro ............................................... 18

Figura 12 - Tipos de representação de resultados de UT: A-scan, B-scan e C-scan (adaptado de [20])

............................................................................................................................................................... 20

Figura 13 - Princípios do Phased Array. Representação das leis focais calculadas para focalizar numa

profundidade e com um ângulo específico (adaptado de [24]) ............................................................. 21

Figura 14 – Comparação de detetabilidade de descontinuidades com uma orientação menos

favorável e afastadas do centro do feixe entre sondas de monocristal (à esquerda) com um único

ângulo e sondas de Phased Array (adaptado de [20]) .......................................................................... 21

Figura 15 - Varrimento eletrónico, sectorial e focalização em profundidade do feixe (adaptado de [27])

............................................................................................................................................................... 22

Figura 16 - Exemplos e denominações das geometrias mais comuns dos elementos das sondas [28]

............................................................................................................................................................... 23

Figura 17 - Abertura ativa e passiva para uma matriz linear [20] ......................................................... 24

Figura 18 - Símbolo do software CIVA, versão 11 [37] ......................................................................... 29

Figura 19 - Bloco de demonstração do caso em estudo, com as respetivas dimensões em mm ........ 30

Figura 20 - Modelação do bloco em estudo, vista da sua secção transversal e respetivo referencial

[33] ......................................................................................................................................................... 31

Figura 21- Representação do calço e dimensões necessárias para definir a sua geometria no CIVA

(os valores presentes na figura são apenas ilustrativos) [35] ............................................................... 34

Figura 22 – Representação do Multi-points focusing à esquerda e respetivas leis focais à direita [35]

............................................................................................................................................................... 38

Figura 23 - Ilustração representativa das coordenadas locais do sistema com o ponto de focalização a

azul ........................................................................................................................................................ 38

Figura 24 - Representação das coordenadas locais para o primeiro ponto, com o ângulo (I) e (R) .... 39

Figura 25 - Simulação do feixe com ângulo (R) de 49° utilizando a sonda de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz

e (c) 5 MHz na inspeção do bloco de demonstração (8 mm de espessura) ........................................ 40

VIII

Figura 26 – Representação da distribuição da pressão acústica para os 49° das sondas de (a) 2 MHz,

de (b) 3,25 MHz e de (c) 5 MHz ............................................................................................................ 41

Figura 27 - Gráfico espessura (mm) da chapa vs evolução da amplitude (dB) a 49°, estando

representados os valores das amplitudes relativas das sondas de 2 MHz e 5 MHz em relação à sonda

de 3,25 MHz, relativamente ao ponto de focalização ........................................................................... 42



Figura 29 - Representação da distribuição da pressão acústica para os 60° das sondas de (a) 2 MHz,

de (b) 3,25 MHz e de (c) 5 MHz ............................................................................................................ 43

Figura 30 - Gráfico espessura (mm) da chapa vs evolução da amplitude (dB) a 60°, onde estão


de 3,25 MHz .......................................................................................................................................... 44



Figura 32 - Representação da distribuição da pressão acústica para os 70° das sondas (a) 2 MHz, (b)

3,25 MHz e (c) 5 MHz ............................................................................................................................ 45



de 3,25 MHz .......................................................................................................................................... 46



Figura 35 - Representação da distribuição da pressão acústica para 78° das sondas (a) 2 MHz, (b)

3,25 MHz e (c) 5 MHz ............................................................................................................................ 47



de 3,25 MHz .......................................................................................................................................... 48

Figura 37 - Posição da descontinuidade A (a vermelho) no bloco de demonstração em mm ............. 49

Figura 38 - S-scan da descontinuidade A utilizando a sonda de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz

............................................................................................................................................................... 50

Figura 39 - A-scan (tempo de percurso (µs) vs amplitude (dB)) da simulação da descontinuidade A . 51

Figura 40 - Posição da descontinuidade B (a vermelho) no bloco de demonstração em mm ............. 52

Figura 41 - S-scan da descontinuidade B utilizando a sonda de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz

............................................................................................................................................................... 52

Figura 42 - A-scan (tempo de percurso (µs) vs amplitude (dB)) da simulação da descontinuidade B . 53

Figura 43 - Posição da descontinuidade C (a vermelho) no bloco de demonstração .......................... 53

Figura 44 - S-scan da descontinuidade C utilizando a sonda de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz

............................................................................................................................................................... 54

Figura 45 - A-scan (tempo de percurso (µs) vs amplitude (dB)) da simulação da descontinuidade C 55

Figura 46 - Equipamento MultiX Phased Array ..................................................................................... 58

Figura 47 – Sonda IMASONIC de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz ............................................. 59

IX

Figura 48 - Calço desenvolvido: (a) modelação 3D e (b) real ............................................................... 59

Figura 49 - Bloco de calibração V2 para aços austeníticos de baixas espessuras .............................. 60

Figura 50 - Esquema do plano de varrimento da inspeção: direção de inspeção e posição das sondas

de Phased Array (PA) e das sondas creeping (CR) em relação ao lado US e DS ............................... 62

Figura 51 - Painel de aquisição para a inspeção em estudo ................................................................ 63

Figura 52 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade A com a sonda de 2 MHz .......... 65

Figura 53 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade A com a sonda de 3,25 MHz com

13 elementos ......................................................................................................................................... 65

Figura 54 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade A com a sonda de 3,25 MHz com

16 elementos ......................................................................................................................................... 66

Figura 55 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade A com a sonda de 5 MHz .......... 66

Figura 56 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade B com a sonda de 2 MHz .......... 67

Figura 57 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade B com a sonda de 3,25 MHz com

13 elementos ......................................................................................................................................... 68

Figura 58 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade B com a sonda de 3,25 MHz com

16 elementos ......................................................................................................................................... 68

Figura 59 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade B com a sonda de 5 MHz .......... 69

Figura 60 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade C com a sonda de 2 MHz .......... 70

Figura 61 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade C com a sonda de 3,25 MHz com

13 elementos ......................................................................................................................................... 71

Figura 62 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade C com a sonda de 3,25 MHz com

16 elementos ......................................................................................................................................... 71

Figura 63 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade C com a sonda de 5MHz ........... 72

Figura 64 - (a) A-scan e (b) C-scan da descontinuidade D com a sonda creeping .............................. 73

Figura 65 - (a) A-scan e (b) C-scan da descontinuidade E com a sonda creeping .............................. 73

Figura 66 - (a) A-scan e (b) C-scan da descontinuidade F com a sonda creeping .............................. 73

X

Lista de Tabelas

Tabela 1 - Propriedades mecânicas de chapas de aço 9%Níquel a várias temperaturas [5] ................ 7

Tabela 2 - Propriedades dos materiais em estudo [35] ........................................................................ 31

Tabela 3 - Características das sondas IMASONIC usadas no caso em estudo [41]............................ 33

Tabela 4 - Propriedades do material dos calços [35] ............................................................................ 35

Tabela 5 - Cálculo da abertura ativa total das sondas IMASONIC 6860(2 MHz), 12051(3,25 MHz) e

6672(5 MHz) .......................................................................................................................................... 36

Tabela 6 - Cálculo de abertura ativa para as sondas IMASONIC 6860(2 MHz), 12051(3,25 MHz) e

6672(5 MHz) para tornar possível a comparação de resultados .......................................................... 37

Tabela 7 – Valores de perda de amplitude (em dB e em % de ecrã) em relação à sonda de 3,25 MHz,

retirados do A-scan da descontinuidade A para as três sondas ........................................................... 51

Tabela 8 – Valores de perda de amplitude (em dB e em % de ecrã) em relação à sonda de 3,25 MHz,

retirados do A-scan da descontinuidade B para as três sondas ........................................................... 53

Tabela 9 - Valores de perda de amplitude (em dB e em % de ecrã) em relação à sonda de 3,25 MHz,

retirados do A-scan da descontinuidade C para as três sondas........................................................... 55

Tabela 10 – Resultados da modelação entre a sonda de 3,25 MHz com e sem focalização mecânica,

utilizando 13 elementos ativos .............................................................................................................. 56

Tabela 11 - Resultados das aquisições ................................................................................................ 64

Tabela 12 - Localização, comprimento e profundidade da descontinuidade A e a amplitude máxima de

deteção com o ângulo correspondente para as todas as sondas ........................................................ 67

Tabela 13 - Localização, comprimento e profundidade da descontinuidade B e a amplitude máxima de


Tabela 14 - Localização, comprimento e profundidade da descontinuidade C e a amplitude máxima de


XI

Abreviaturas

Ângulo (I) – Ângulo incidente

Ângulo (R) – Ângulo refratado

CR - Creeping

CT – Tomografia (Computed Tomographic)

dB – Decibéis

DS – Down Stream

EMAT – Electromagnetic Acoustic Transducer

END - Ensaios Não Destrutivos

ET – Correntes Induzidas (Eddy Current Testing)

ISQ - Instituto de Soldadura e Qualidade

LABEND – Laboratório de Ensaios Não Destrutivos

LNG – Liquefied Natural Gas

MHz – Megahertz

MT – Magnetoscopia (Magnetic Particle Testing)

PA - Phased Array

PT – Líquidos Penetrantes (Penetrant Testing)

RT – Radiografia (Radiographic Testing)

SER – Soldadura por Eléctrodo Revestido

TIG – Tungsten Inert Gas

ToFD – Time of Flight Diffraction

US – Up Stream

UT – Ultrassons (Ultrasonic Testing)

VT – Inspeção Visual (Visual Testing)

ZAC – Zona afetada pelo calor

1

1.Introdução

1.1. Motivação

As técnicas de caracterização de materiais utilizadas normalmente em laboratório são técnicas

destrutivas, impondo algumas limitações no campo de inspeções em ambiente industrial. Por um lado

estes equipamentos de inspeção têm pouca portabilidade e por outro lado é necessário retirar uma

amostra do componente, o que pode comprometer a integridade do mesmo. Deste modo, a inspeção

não destrutiva destaca-se em inúmeras indústrias nas diversas fases de operações de construção ou

manutenção de estruturas e equipamentos industriais, bem como na avaliação da qualidade de

processos de fabrico de componentes e produtos.

Os Ensaios Não Destrutivos (END) baseiam-se em diversos princípios físicos de acordo com o

tipo de ensaio. Como tal, a correta aplicação de um determinado ensaio passa pela compreensão dos

seus princípios físicos e da forma como estes interagem com as propriedades dos materiais a

inspecionar. Depois desta compreensão é necessário avaliar qual ou quais são as técnicas de END

que melhor se adequam ao que se pretende avaliar com a inspeção. Através dos END é possível

determinar se existem descontinuidades nos componentes e caracterizar as mesmas; também podem

ser usados para medir espessuras e assim avaliar o nível de corrosão, ou ainda para caracterizar

materiais, sem induzir qualquer tipo de dano permanente, permitindo economizar tempo e dinheiro.

Devido ao desenvolvimento de novos materiais e novas aplicações, bem como de tecnologias,

a inspeção não destrutiva tem cada vez mais desafios para serem superados, estando por isso em

constante evolução. Um dos desafios vem da intenção de arranjar soluções para inspecionar

componentes em serviço, o que pode implicar realizar inspeções a altas temperaturas. Outro resulta

do princípio de se usarem cada vez materiais mais leves, quer através de novos materiais, quer

através da redução de peso dos componentes utilizando-se espessuras mais finas.

Uma das técnicas de END que mais se desenvolveu nos últimos anos foram os ultrassons

(UT), em parte por causa da indústria da energia nuclear e do sector militar, onde por um lado o

financiamento para investigação é maior e por outro, os níveis de exigência de qualidade também são

maiores. Dentro das técnicas de ultrassons, umas das mais inovadoras tecnologicamente é a técnica

avançada de Phased Array.

A soldadura é um dos processos de ligação mais utilizado em todo o mundo no fabrico de

estruturas metálicas, sendo por isso de grande importância em inúmeros sectores. Existe assim, uma

procura crescente por tecnologias de ensaios não destrutivos eficazes na deteção de

descontinuidades em soldaduras, para materiais que possuem características que ainda apresentam

dificuldades de deteção de descontinuidades nos dias de hoje, havendo um crescimento desta área

de investigação.

2

A construção de tanques de armazenamento de LNG (Liquefied Natural Gas) envolve soldar

chapas de aço com 9%Ni tendo na maioria dos casos como material de adição o Inconel, resultando

numa junta de material austenítico. O controlo deste tipo de ligação representa um problema para os

métodos de inspeção que estão disponíveis atualmente, nomeadamente para os ultrassons, devido

às propriedades do material.

A estrutura austenítica tem um comportamento acusticamente anisotrópico, que causa um

comportamento acústico muito particular dando origem a dispersão do som em todas as direções, o

que resulta no aparecimento de ruído que pode mascarar as verdadeiras indicações de

descontinuidades. Para além desta dificuldade que pode ser colmatada com a utilização de sondas

de baixas frequências, o grande desafio que esta junta exibe é ser uma baixa espessura. São

consideradas baixas espessuras até 12 mm, e a grande dificuldade é que num material austenítico o

feixe acústico tem de incidir diretamente (na gíria direto) na zona a inspecionar, não podendo haver

reflexões internas (na gíria salto), tendo por isso de se usar a sonda o mais próximo possível da

soldadura para que com o feixe no direto se consiga inspecionar todo o volume de soldadura com os

ângulos adequados, o que se revela um problema quando se inspecionam soldaduras não afagadas.

Este comportamento acústico anisotrópico leva a uma incerteza no posicionamento e

dimensionamento das descontinuidades que possam estar presentes na soldadura, ao desvio do som

do volume a controlar ou mesmo à não distinção entre descontinuidades e refletores de geometria.

Como consequência aparecem reparações desnecessárias ou, no extremo oposto, a aceitação de

defeitos críticos, que podem resultar em grandes prejuízos monetários e até mesmo humanos.

Para contornar estas e outras limitações (automatização, tempo, etc), a técnica de inspeção

por Phased Array apresenta resultados preliminares promissores, pois apesar de ter os mesmos

princípios físicos dos ultrassons convencionais possui vantagens tecnológicas relativamente a este

último. No entanto é necessário realizar mais estudos para otimizar a sua utilização. Desta forma, o

presente trabalho insere-se neste contexto.

1.2. Objetivo

Com esta dissertação pretende-se estudar o comportamento das sondas de Phased Array na

inspeção de juntas soldadas de aços austeníticos de baixa espessura, de forma a otimizar esta

técnica e desenvolver um sistema de ultrassons por Phased Array para inspecionar estes materiais.

O trabalho experimental desenvolvido foi realizado no Laboratório de Ensaios Não Destrutivos

(LABEND) do Instituto de Soldadura e Qualidade (ISQ), onde foram fornecidas as chapas de aço de

9%Ni com 8 mm de espessura soldadas com Inconel através do processo de fios fluxados, utilizadas

na construção de tanques de LNG.

O principal objetivo é desenvolver um sistema de inspeção que cubra todo o volume de uma

soldadura de baixa espessura de material austenítico. Para isso, um dos objetivos passa por

desenvolver um modelo acústico usando a técnica avançada de Phased Array, através de modelação

3

no CIVA, para as chapas descritas anteriormente. O outro objetivo é posteriormente implementar e

validar esse modelo através de um procedimento de inspeção. Para isto é necessário estudar o

comportamento dos ultrassons no tipo de material em questão.

Deste modo, no final deste trabalho pretende-se contribuir para a fiabilidade e qualidade da

aplicação da técnica de Phased Array na inspeção de juntas soldadas de aços austeníticos de baixa

espessura que estejam em serviço.

1.3. Estrutura da tese

A dissertação encontra-se organizada em cinco capítulos, sendo o capítulo 1 composto por

esta introdução.

No capítulo 2 – Estado da Arte – é apresentada uma revisão bibliográfica, de forma a

contextualizar o tema, onde se descreve a composição e características do material usado no caso

em estudo, bem como a sua soldabilidade. Depois é feita uma breve introdução aos ensaios não

destrutivos, aprofundando-se a inspeção com ultrassons, abordando-se mais especificamente a

técnica avançada de Phased Array. Por último apresenta-se o conhecimento que já existe sobre o

comportamento do material austenítico durante os ensaios de ultrassons e as tecnologias que já

foram desenvolvidas até ao momento para inspecionar o material em estudo.

No capítulo 3 – Modelação – Inicialmente é feita uma breve introdução sobre o software

utilizado. De seguida, apresentam-se os modelos computacionais desenvolvidos para o caso em

estudo, tendo como intuito estudar o feixe acústico das sondas que foram selecionadas e o

comportamento destas na deteção de descontinuidades. Através da análise dos resultados obtidos

neste capítulo é possível otimizar o sistema de inspeção, para ser validado no capítulo seguinte.

No capítulo 4 – Validação Experimental – apresentam-se os equipamentos utilizados

necessários para se proceder à validação experimental, incluindo os calços que foram desenvolvidos

para este trabalho, seguido dos procedimentos de inspeção que foram planeados e aplicados. De

seguida são apresentados os resultados das aquisições feitas no bloco de demonstração constituído

por aço austenítico, bem como os valores das descontinuidades dimensionadas a partir dos

resultados. A última parte deste capítulo é dedicada à comparação dos resultados da modelação com

os experimentais, através da análise de resultados, de modo a determinar qual é a sonda e o modo

de inspeção mais eficaz.

Por último no capítulo 5 – Conclusões e Trabalho Futuro – expõem-se as conclusões principais

deste trabalho e as propostas de ações futura, que a serem implementadas, permitem melhorar o

desempenho do sistema de inspeção desenvolvido neste trabalho.

4

2. Estado de Arte

No presente capítulo começa-se por abordar os aços austeníticos, sendo este o material que

constitui a peça em estudo, descrevendo a sua composição e características e indagando sobre a

sua soldabilidade. Em seguida é feita uma introdução aos ensaios não destrutivos, sendo

aprofundada a técnica de ultrassons, descrevendo os seus princípios físicos e os seus procedimentos

de inspeção. Posteriormente alude-se à técnica avançada de Phased Array. Por último é feita uma

revisão das várias técnicas e estudos que já foram usados para inspecionar aços austeníticos.

2.1. Aços Austeníticos

O aço é uma liga metálica formada essencialmente por ferro, pequenas quantidades de

carbono (até 2,1% em peso) e por outros elementos. Esta liga é atualmente um dos materiais mais

produzidos em todo o mundo, por ter baixos custos de produção relativamente a outros metais e ser

reciclável. A composição química de um aço aliada às várias etapas de processamento são os

responsáveis pela criação das várias microestruturas que o podem formar e que lhe conferem

propriedades distintas [1] de acordo com as necessidades de aplicação. Por isso, é utilizado em

diversos sectores e áreas, principalmente devido à sua ductilidade e elevada resistência mecânica.

Os aços podem ser classificados de diversas formas de acordo com a sua composição química,

processamento, microestrutura, propriedades ou mesmo aplicações. O presente trabalho foca-se na

classe dos aços austeníticos, que podem ser definidos como aços que têm uma quantidade suficiente

de gamagéneos que estabilizam a fase austenítica à temperatura ambiente.

A austenite também conhecida por fase gama (γ) é uma solução sólida intersticial de carbono

no ferro, caracterizada por uma estrutura atómica cúbica de faces centradas (CFC), que é a

responsável pelas características dos aços austeníticos. A formação desta fase vai depender da

composição da liga, principalmente da percentagem de carbono, porque as temperaturas críticas de

transição de fase dependem deste elemento, que por sua vez é mais solúvel na austenite do que na

ferrite(α). A austenite não é estável à temperatura ambiente e por isso precisa de estabilizadores, os

gamagéneos, como o manganés (Mn), níquel (Ni) e crómio (Cr), que expandem as temperaturas à

qual a fase austenítica é estável, baixando a temperatura eutetóide (727°C). Depois de formada a

fase austenítica, consoante o tipo de arrefecimento aplicado, esta pode transformar-se noutras

microestruturas: se o arrefecimento for lento, a austenite transforma-se numa mistura de ferrite com

cementite (Fe3C); se o arrefecimento for rápido transforma-se em martensite [1,2,3].

5

Figura 1 - Diagrama de fases Fe-C

Os aços austeníticos são conhecidos por possuírem uma elevada resistência mecânica a altas

temperaturas, e também resistência à corrosão dependendo da percentagem de Cr e Ni presente.

Normalmente este tipo de aços não são magnéticos, pois a austenite é não-magnética.

2.1.1. Aços 9%Níquel

Os aços 9%Níquel foram desenvolvidos inicialmente desenvolvidos pela International Nickel

Company, nos EUA em 1942. Em 1962, foi demonstrado que este aço apresentava uma tenacidade à

fratura melhorada a temperaturas criogénicas e que permitia obter uma soldadura mais resistente em

reservatórios sujeitos a pressão e a temperaturas de -196°C, sem a necessidade de um tratamento

térmico após a soldadura. A adição de 9% de níquel como elemento de liga e o posterior tratamento

térmico destes aços são a principal razão para a alta resistência e a excelente tenacidade à fratura

que este aço apresenta [4]. Mais tarde, as siderurgias japonesas começaram a produzir grandes

toneladas deste tipo de aço. Desde então, a evolução dos aços de Ni possibilitam que estes suportem

temperaturas criogénicas de forma muito eficaz. Consequentemente, estes aços são usados

principalmente na construção de estruturas para armazenamento e transporte de gases liquefeitos,

tais como o LNG, LPG, etano, propano e butano [5].

2.1.1.1. Metalurgia

Sendo o níquel um elemento estabilizador da austenite, com um aumento da quantidade

adicionada a uma liga de ferro haverá uma diminuição da temperatura a que ocorre a transformação

ferrite-austenite, como ilustra a Figura 2. Assim, a função do níquel é permitir que a transformação da

ferrite/perlite ocorra a temperaturas mais baixas. A microestrutura resultante possui uma maior

resistência e uma tenacidade à fratura superior a temperaturas criogénicas, devido à presença de

austenite residual. Por outro lado, o níquel não é um formador de carbonetos ou nitretos e permanece

como solução sólida substitucional na estrutura ferrítica (α). Isto melhora a capacidade de

endurecimento e a tenacidade a baixas temperaturas [5].

6

Figura 2 - Diagrama de fase Fe-Ni8 [5]

A adição de níquel baixa a temperatura final da martensite. Consequentemente, isto faz com

que após se proceder ao arrefecimento da temperatura de austenitização até à temperatura

ambiente, independentemente dos tratamentos térmicos aplicados aos aços, as estruturas resultantes

contenham uma quantidade substancial de austenite residual ou austenite temperada, pois a

austenite não se transforma totalmente em martensite, isto é, fica “retida”. Estas estruturas

permanecem estáveis mesmo a temperaturas criogénicas. Investigações anteriores demonstraram

que se a têmpera for realizada na região das duas fases α+γ acima da temperatura critica mais baixa,

isto é, aproximadamente acima de 580°C, o elevado teor de níquel estabiliza a austenite fazendo com

que o produto final contenha entre 5 a 10% em volume de austenite residual. A presença de austenite

estável melhora indiretamente a resistência ao impacto após se aplicar um tratamento térmico

convencional em que os carbonetos são dissolvidos na solução, evitando assim a formação de

carbonetos e nitretos que fragilizam o aço. Deste modo, o aço 9% Níquel apresenta uma estrutura de

grão fino de níquel-ferrite, que é desprovida de fragilização de redes de carbonetos, conferindo-lhe

propriedades excelentes ao impacto a baixas temperaturas [5]. Apesar destes aços serem

austeníticos, as várias ligas que existem, não possuem Cr na sua composição.

2.1.1.2. Propriedades mecânicas

Têm sido realizados diversos estudos com o intuito de melhorar a resistência mecânica e,

especialmente, a tenacidade à fratura destes aços através da melhoria dos processos de fabrico.

Graças às tecnologias mais limpas de produção de aço é possível manter inclusões de enxofre e

fosforo num valor mínimo. Além disso, adiciona-se alumínio para refinar o tamanho de grão, e o

molibdénio e o manganês são adicionados para melhorar a resistência e a tenacidade a baixas

temperaturas dos aços-Ni [6].

Para além da composição química, os tratamentos térmicos também vão influenciar as

propriedades mecânicas. Aos aços 9%Níquel utilizados para aplicação de tanques expostos a

temperaturas criogéncias são normalmente aplicados dois tipos de processos de tratamentos

térmicos: Normalização Dupla e Revenido (NNR) ou Tempera e Revenido (TR). Assim, apesar de

7

terem a mesma composição química, os aços que sofrem TR têm maior tensão de cedência do que

os NNR a qualquer temperatura, bem como uma maior resistência à tração [5], como se conclui pela

Tabela 1.

Propriedades Tratamento

Térmico

Temperatura de teste [°C]

-196 -130 -100 -45 20

Tensão de cedência (0,2%), [MPa]

NNR 860 655 618 586 580

TR 997 827 796 732 711

Resistência à tração, [MPa]

NNR 1188 1008 933 827 724

TR 1172 1012 943 839 736

Extensão nominal (50 mm), [%]

NNR 33,1 30,0 30,0 30,0 33,1

TR 33,1 30,4 29,2 27,7 27,7

Dureza de Brinell, [HV] NNR 358 300 280 242 220

TR 351 308 289 258 231

Tabela 1 - Propriedades mecânicas de chapas de aço 9%Níquel a várias temperaturas [5]

2.2. Soldadura e soldabilidade de aços austeníticos

Muitas aplicações de aços austeníticos requerem a junção de componentes estruturais,

normalmente através de processos de soldadura por fusão. Uma soldadura austenítica exibe uma

estrutura de grão anisotrópica (grãos alongados paralelos às linhas de dissipação de calor e de

acordo com uma direção cristalográfica preferencial) e heterogénea (a orientação dos grãos difere ao

longo do volume de soldadura). Estas características resultam da forma como ocorre o crescimento

de grão à medida que ocorre a solidificação, sendo que os fenómenos físicos que afetam este

crescimento são a direção local do gradiente de temperatura, a epitaxia e a competição entre grãos

(crescimento seletivo) [7].

Normalmente, não se consegue soldar um componente apenas numa passagem sendo

necessário fazer múltiplas passagens. A camada de material de adição seguinte apenas é depositada

quando a anterior já arrefeceu e solidificou completamente. A camada anterior vai ser parcialmente

refundida quando a nova camada é depositada sobre esta, o que afeta a orientação dos grãos nessa

zona. Assim, tendo em conta que os grãos se desenvolvem ao longo da direção do gradiente de

temperatura, os grãos austeníticos crescem de um modo epitaxial: um grão cresce a partir do grão da

camada inferior e em seguida tende a alinhar-se na direção do gradiente térmico. Por outro lado, o

fenómeno de crescimento seletivo implica que os grãos colunares que possuem a direção

cristalográfica preferencial e que estão próximos da direção local do gradiente de temperatura

crescem mais rapidamente que os grãos vizinhos. Como tal, o crescimento destes últimos é

interrompido [7]. Assim, a zona de fusão de um material austenítico é caracterizado por uma

cristalização de grãos na forma de dendrites (grãos colunares) na direção perpendicular à direção de

soldadura.

8

2.2.1. Soldabilidade dos aços 9%Níquel

Os fatores que influenciam a soldabilidade de um aço para além das suas características

metalúrgicas são o processo de soldadura, bem como a preparação do material base, os tipos de

juntas, as posições envolvidas, a entrega térmica e o material de adição, que consequentemente vão

afetar a microestrutura da soldadura e as propriedades do componente final.

O material de adição para soldar aços 9%Níquel utilizados em aplicações estruturais para

temperaturas criogénicas deve ter uma composição similar, mas não idêntica, ao material base.

Como tal, normalmente usam-se ligas com alto teor de níquel, como o Inconel (liga de Ni-Cr) e

Hastelloy (liga Ni-Mo), que têm uma microestrutura maioritariamente composta por austenite [5].

Na construção de tanques do tipo LNG, os processos utilizados para soldar os seus

componentes estruturais são habitualmente o processo SER, TIG, a soldadura por arco submerso e

os fios fluxados [5]. Para soldar este tipo de componentes normalmente é necessário efetuar

múltiplos passes de soldadura devido à sua espessura. A entrega térmica proveniente de cada novo

passe irá gerar ciclos térmicos. Estes, até certo ponto, modificam a estrutura metalúrgica do material

base que está perto da zona afetada pelo calor (ZAC), porque há um crescimento de grão provocado

pela difusão de calor da zona de fusão para o material base [5]. Porém, por não possuir Cr na sua

composição, e uma vez que o Ni não tem tendência a formar carbonetos, este tipo de aço, não tem

problemas de precipitação de carbonetos, que poderiam causar corrosão intergranular.

Na Error! Reference source not found. está representada a configuração típica de uma

chapa soldada, (a), e as microestruturas - (b), (c) e (d) – das diferentes zonas de uma chapa de aço

9%Níquel soldada com um material de adição com elevado teor de níquel. A microestrutura da zona

de fusão da Error! Reference source not found. (b) é maioritariamente composta por grãos

austeníticos que apresentam uma estrutura colunar (dendrites) devido às múltiplas passagens. A

partir da observação da microestrutura da ZAC, Error! Reference source not found. (c), constata-se

que os grãos grosseiros estão mais concentrados na região perto da linha de fusão (entre a ZAC e o

material base) e vão diminuindo nas zonas mais afastadas desta linha. Por fim, a microestrutura do

material base, Error! Reference source not found. (d), é composta por martensite temperada

juntamente com uma pequena porção de austenite residual [5].

9

Figura 3 - (a) Chapa de aço 9%Ni soldado com liga de elevado teor de níquel e as microestruturas da (b) zona de fusão, (c) ZAC e (d) material base [5]

2.3. Ensaios não destrutivos

A nível global não existe uma definição de Ensaio Não Destrutivo (END), no entanto a mais

utilizada é descrita pela American Society for Non-Destructive Testing (ASNDT): “um Ensaio Não

Destrutivo (END) é um processo de inspeção, teste ou avaliação de um material, componente ou

conjunto de componentes, em busca de descontinuidades ou variações das suas características sem

prejuízo das suas propriedades, desempenho ou utilidade futura” [8].

O método mais básico de END e o primeiro a ser desenvolvido pelo Homem ainda nos

primórdios dos tempos é a inspeção visual. Com a evolução da ciência foram-se desenvolvendo

outras técnicas de END e durante a 2ª Guerra Mundial estas sofreram uma grande revolução. Com o

avanço da eletrónica e do processamento de sinal houve um aumento considerável da capacidade de

deteção de descontinuidades e uma maior precisão do seu dimensionamento. Hoje em dia utilizam-se

END para inspecionar materiais e componentes durante as suas fases de fabrico, construção,

montagem e/ou manutenção em diversas industrias, uma vez que estes métodos fornecem

informações integras sobre a quantidade e características de descontinuidades presentes num

determinado componente.

Os ensaios não destrutivos, relativamente aos destrutivos, permitem testar todo o componente

e não apenas uma parte, o que se torna uma vantagem na monitorização da degradação de materiais

ou componentes que estão em serviço, porque por um lado não os destroem ou danificam e por outro

possibilitam uma inspeção a 100% uma vez que permitem inspecionar todo o volume e não apenas

uma zona especifica do componente ou um número limite de amostras (lotes), garantindo assim a

qualidade de todas as peças de um lote.

Como tal, para evitar acidentes que levam a perdas materiais e de vidas é cada vez mais

importante delinear métodos de END para monitorizar componentes, equipamentos e estruturas em

serviço, de forma a controlar a evolução do tamanho de eventuais defeitos e detetar eventuais causas

de falhas. Por existir um acompanhamento da evolução de descontinuidades, há uma redução de

custos, pois o componente só é substituído se e quando a descontinuidade se torna crítica. Assim, os

10

END tornaram-se numa ferramenta essencial da engenharia moderna, uma vez que contribuem para

o aumento da segurança e fiabilidade dos componentes, levando à redução dos seus custos de

produção e manutenção, bem como do risco de acidentes.

A escolha de um destes métodos ou a combinação de vários para a inspeção de um dado

componente é feita em função das suas vantagens e limitações para a aplicação pretendida, da sua

capacidade de deteção de descontinuidades, dos custos e dos requisitos exigidos por clientes e/ou

por normas. A eficácia da aplicação de um método de END, ou seja, a obtenção de resultados

satisfatórios e válidos depende tanto da capacidade do operador como do equipamento utilizado,

sendo de extrema importância ter operadores certificados e equipamentos calibrados.

Os principais métodos de END usados para inspecionar soldaduras são: Inspeção Visual (VT),

Líquidos Penetrantes (PT), Magnetoscopia (MT), Correntes Induzidas (ET), Radiografia (RT) e

Ultrassons (UT) [9]. O presente trabalho foca-se numa técnica avançada de UT que é o Phased

Array.

2.4. Ultrassons

Os ultrassons são ondas acústicas com frequências superiores a 20KHz, sendo comum utilizar-

se na inspeção não destrutiva frequências que se estendem entre 1 e 10 MHz embora, atualmente

certas aplicações já requeiram uma gama mais larga, a qual pode estar compreendida entre 0,2 e

100 MHz, ou mesmo mais. A aplicação de ultrassons como método não destrutivo, baseia-se na

transmissão de ondas sonoras de elevada frequência num material que constitui a peça a ensaiar, as

quais se refletem ao incidirem numa superfície de separação de dois meios com características

acústicas diferentes (interface),como por exemplo, a superfície de uma descontinuidade. As

reflexões, quando recebidas, permitem detetar e localizar na peça estas interfaces, através do

conhecimento do tempo de percurso, velocidade de propagação do som e ângulo de emissão [10].

2.4.1. Breve introdução histórica

O uso do som como ferramenta para avaliar a integridade estrutural de uma peça começou

com martelar a peça para avaliar o tom resultante, tendo como base o princípio de que uma fissura

ou falha num objeto altera a sua frequência natural. Este método ainda é usado hoje em dia, por

exemplo nas rodas de comboios, embora seja um ensaio bastante limitado, pois só é sensível a

falhas suficientemente grandes para produzirem baixas frequências que sejam audíveis pelo técnico

[11].

No entanto, o uso de ultrassons como método de END só começou a ser usado quando as

ondas ultrassónicas começaram a ser facilmente geradas e detetadas. Em 1880, os irmãos Curie

descobriram uns cristais com a capacidade de converter energia ultrassónica em energia elétrica.

Lippmann descobriu em 1881 o efeito inverso conhecido como efeito piezoeléctrico, em que no

mesmo cristal dos irmãos Curie converte energia elétrica em energia ultrassónica. Assim, depois

destas descobertas, a primeira aplicação prática dos ultrassons foi desenvolvida em 1912 para

11

detetar icebergs em resposta ao naufrágio do Titanic. Durante a 1ª Grande Guerra, o sucesso desta

aplicação levou ao desenvolvimento de sonares para detetar submarinos [11].

A primeira aplicação de ultrassons para verificar a integridade de uma peça data de 1929, com

o trabalho apresentado por Solokov [10]. Em 1931, Mulhauser obteve uma patente para um

dispositivo de deteção de defeitos por ultrassons, em que usava dois transdutores: um para transmitir

e outro para receber através do método conhecido como técnica de pitch-catch [12].

A 2ª Grande Guerra foi a grande impulsionadora do desenvolvimento dos ultrassons enquanto

método de END. Em 1940, Firestone desenvolve um equipamento que utiliza a técnica de pulso-eco

que se basei na transmissão e receção de sinal por um único transdutor, e a primeira comercialização

de equipamentos inicia-se em 1943, que ainda são utilizados hoje em dia [10].

Com o avanço tecnológico dos últimos anos, as técnicas de processamento de sinal digital e os

microprocessadores de baixo custo, permitiram que a partir da década de 1980, estivessem

disponíveis uma nova geração de aparelhos ultrassonoros: aparelhos portáteis miniaturizados e

confiáveis para sistemas de inspeção de deteção de descontinuidades, medição de espessuras e de

corrosão e com inovação na imagem acústica.

2.4.2. Princípios físicos de propagação do som

Todos os materiais são compostos por partículas ligadas entre si através de forças elásticas e

que normalmente se encontram numa posição de equilíbrio (exemplo da Figura 4). Quando uma

partícula recebe um impulso, oscila e comunica essa oscilação à vizinhança, havendo propagação da

energia correspondente a essa oscilação no material, de partícula em partícula [10]. Assim, o som é

uma onda mecânica que resulta da oscilação das partículas em torno das respetivas posições de

equilíbrio.

Figura 4 - Modelo do corpo elástico [13]

Se o número de oscilações por segundo de uma partícula for superior a 20000, trata-se de

ultrassons. Este tipo de ondas propaga-se em meios sólidos, líquidos e gasosos, mas não no vácuo.

2.4.2.1.Tipos de ondas

Uma vez que as partículas podem vibrar em várias direções, consoante o seu modo de

vibração existem vários tipos de ondas, cada uma com as suas características e consequentemente

com velocidades próprias.

As ondas longitudinais, também conhecidas por ondas de compressão, caracterizam-se por

um movimento das partículas paralelo à direção de propagação do som, isto porque são sujeitas a

12

um esforço perpendicular à superfície. Como se observa na Figura 5 existem zonas alternadas de

maior e menor densidade de partículas que correspondem respetivamente a estados de compressão

e tração.

Figura 5 - Representação de uma onda longitudinal (adaptado de [14])

As ondas transversais formam-se quando as partículas recebem um impulso com sentido

paralelo à superfície e estas vão deslocar-se perpendicularmente à direção de propagação do som.

Na Figura 6 observa-se que as partículas se deslocam lateralmente, não havendo zonas de maior ou

menor densidade. Este tipo de ondas exerce forças entre os planos que contém as partículas

sofrendo estes um deslocamento lateral e por isso também são denominadas por ondas de corte.

Figura 6 - Representação de uma onda transversal (adaptado de [14])

Assim, as ondas transversais só se podem formar em meios que tenham resistência ao corte, o

que não se verifica nos meios gasosos e líquidos. Por isso, as ondas longitudinais são as únicas que

se propagam no meio gasoso e liquido.

A velocidade de propagação da onda (C) pode ser definida como a distância percorrida por

unidade de tempo para uma certa condição do material, sendo por isso, uma constante característica

de cada material. O comprimento de onda (λ) é o intervalo que separa dois planos no mesmo estado

de deslocamento. O movimento ondulatório é caracterizado ainda pela frequência (f), a qual

corresponde ao número de oscilações por unidade de tempo. Assim, a velocidade de propagação da

onda pode ser dada pela seguinte equação:

𝐶 = 𝜆 × 𝑓 (1)

As ondas longitudinais e transversais são as mais utilizadas na inspeção com ultrassons,

porém existem também ondas superficiais como as ondas de Rayleigh, que se caracterizam por

terem uma trajetória elíptica e as ondas de Lamb conhecidas por ondas placa, que têm modos de

vibração complexos. Em alguns casos, também são uteis para inspeção.

2.4.2.2. Velocidade de propagação

De acordo com o tipo de onda, a velocidade de propagação vai ser diferente. Esta velocidade é

característica do material que a onda atravessa, assim depende do módulo de Young (E), densidade

13

(ρ) e coeficiente de Poisson (σ) deste. A temperatura e o estado de tensão do material também

afetam a velocidade, mas não são muito relevantes.

A velocidade longitudinal é dada pela seguinte equação:

𝐶𝐿 = √𝐸

𝜌

1 − 𝜎

(1 + 𝜎)(1 − 2𝜎) (2)

E a velocidade transversal por:

𝐶𝑇 = √𝐸

𝜌

1

2(1 + 𝜎) (3)

2.4.3. Incidência numa interface

O comportamento de uma onda quando incide na interface de dois materiais diferentes é

fundamental num ensaio de ultrassons. Quando uma onda encontra uma mudança de meios pode ser

transmitida, refletida, refratada, atenuada ou sofrer uma conversão de modo [11]. O som é

parcialmente refletido no meio onde a onda viaja e é parcialmente transmitida quando encontra um

meio com impedância acústica (Z) diferente. Portanto, a percentagem de som transmitido e refletido

entre dois meios depende destes valores. A impedância acústica, Z [kg.m-2

.s-1

] é definida como o

produto da densidade (ρ) do material pela sua velocidade acústica (C) e representa a quantidade de

energia acústica que se reflete e transmite para um meio:

𝑍 = 𝜌 × 𝐶 (4)

À incidência de uma onda num meio está associada a uma certa pressão acústica, Pi, bem

como à transmissão, Pt e à reflexão Pr (ver Figura 7).

Figura 7 - Incidência perpendicular duma onda, transmissão e reflexão

Assim, quando o ângulo de incidência é 0°, o coeficiente de reflexão (R) e o coeficiente de

transmissão (T) são dados pelas seguintes equações:

𝑅 =

𝑃𝑟

𝑃𝑖

=(𝑍2 − 𝑍1)

(𝑍1 + 𝑍2) (5)

𝑇 =

𝑃𝑡

𝑃𝑖

=2𝑍2

(𝑍1 + 𝑍2) (6)

14

A soma da energia refletida com a energia transmitida deve ser igual à quantidade total de

energia incidente que equivale a 100% ou 1. Assim, quando se sabe o valor de um dos coeficientes,

facilmente se calcula o outro subtraindo um pelo coeficiente conhecido. Se a impedância dos dois

materiais for igual, não vai haver reflexão, havendo transmissão total; se houver uma grande

diferença de impedâncias, a reflexão é maior, bem como a pressão da onda refletida, sendo que no

limite há reflexão total. Na transmissão, a pressão associada a esta é maior quanto maior for a

impedância acústica do segundo meio. Esta característica é importante nas inspeções com ultrassons

para selecionar qual o material ou meio a usar entre a sonda e o componente a inspecionar, de forma

a gerar energia acústica de forma eficiente [15].

Na generalidade dos casos, as grandezas R e T não vêm expressas em percentagem mas em

decibéis (dB), para permitir uma comparação mais fácil. Esta conversão é feita pela equação (7), cujo

resultado pode ser por exemplo, uma perda de dB da onda refletida em relação à onda incidente

numa certa interface.

𝑑𝐵 = 20 log10 (

𝑃1

𝑃2

) (7)

2.4.3.1. Lei da refração: Lei de Snell

Se o ângulo de incidência for diferente de 0° com a normal da interface, vai ocorrer refração.

Quando um feixe sonoro composto por uma onda longitudinal incide obliquamente numa interface, a

onda é parcialmente refletida e parcialmente refratada, como se exemplifica na Figura 8. Ao

considerar-se o mesmo tipo de onda, o ângulo de incidência e o ângulo de reflexão são iguais.

Figura 8 - Incidência oblíqua numa interface, resultando em reflexão e refração da onda

Através da Lei de Snell (equação (8)), também conhecida por lei de refração, é possível

calcular os ângulos de refração e reflexão em função das velocidades da onda em cada meio.

𝑠𝑒𝑛(𝛼)

𝑠𝑒𝑛(𝛽)=

𝐶1

𝐶2

(8)

Como a velocidade transversal é menor do que a longitudinal para todos os materiais, tanto o

ângulo de reflexão como o de refração vão ser menores para uma onda transversal do que para uma

onda longitudinal.

15

Assim, a compreensão da incidência oblíqua das ondas num interface e a aplicação da lei de

Snell é de extrema importância na deteção de descontinuidades. Por um lado, as condições de

reflexão ideais para detetar uma descontinuidade alcançam-se quando o feixe sonoro incide nesta

com um ângulo perpendicular ao plano deste. Como as descontinuidades não se encontram numa

posição horizontal (paralela à superfície da peça), para as detetar o feixe tem de entrar na peça com

um ângulo diferente de 90°, de modo a que o som refletido na descontinuidade regresse à sonda. Por

outro lado, a incidência oblíqua de um meio noutro com características acústicas diferentes gera duas

ondas no segundo meio, uma transversal e outra longitudinal, o que nalguns casos pode trazer

dificuldades na interpretação da inspeção. Isto porque no caso de se detetar uma descontinuidade,

aparecerão dois ecos e não se consegue determinar a qual das ondas pertencem, criando uma

incerteza no posicionamento da descontinuidade. Portanto, torna-se conveniente anular uma das

ondas, através da conversão de modo.

2.4.3.2. Conversão de modo: ângulos críticos

Quando um tipo de onda sonora se propaga num material sólido, uma dada forma de energia

de onda pode ser convertida noutra forma. A conversão de modo ocorre quando, por exemplo, uma

onda longitudinal incidente dá origem a uma onda transversal refratada ou refletida. De um modo

geral, a conversão de modo ocorre para ângulos de incidência superiores a um ângulo crítico. O

ângulo crítico para um certo modo de onda é o ângulo de incidência que produz um ângulo de

refração de 90° em relação à normal da interface para esse modo, formando assim uma onda rasante

(Figura 9) [16].

Assim, tendo em conta que a velocidade do segundo meio é maior do que o primeiro, o

aumento do ângulo de incidência provoca um aumento dos ângulos refratados. Quando o ângulo da

onda longitudinal refratada atinge os 90°, obtém-se o 1º ângulo crítico (Figura 9 (a)). Ao utilizar

ângulos de incidência superiores a este ângulo crítico, a onda longitudinal no segundo meio é

anulada, existindo apenas a propagação da onda transversal. No entanto, se usarmos um ângulo de

incidência próximo do 1º ângulo crítico, para além das ondas transversais, existirá uma onda

longitudinal a propagar-se à superfície a que se dá o nome de ondas creeping; são usadas para

controlar descontinuidades superficiais, pois não são amortecidas pelos acoplantes, nem seguem as

eventuais ondulações à superfície e estão menos sujeitas à dispersão e atenuação porque são ondas

longitudinais [10].

Figura 9 - Representação do 1º ângulo crítico, (a), e do 2º ângulo crítico, (b)

16

O 2º ângulo crítico ocorre quando se aumenta ainda mais o ângulo de incidência de forma a se

obter uma onda transversal rasante (Figura 9 (b)). Ligeiramente a cima deste ângulo são geradas

ondas superfícies, também conhecidas por onda de Rayleigh; para ângulos superiores não existe

som no segundo meio, pois ocorre uma reflexão total no primeiro meio.

Portanto, para cada situação de inspeção é necessário estudar quais são as ondas com que

interessa trabalhar e determinar o valor do 1º e do 2º ângulo crítico, recorrendo-se à lei de Snell.

2.4.4. Atenuação

À medida que uma onda sonora se propaga ao longo de um material vai perdendo

gradualmente intensidade. Num material ideal, este fenómeno conhecido por atenuação, deve-se

apenas à abertura do feixe. No entanto, na realidade, esta perda de energia resulta da combinação

de dois efeitos diferentes: dispersão e absorção [17]. A dispersão resulta do facto dos materiais não

serem homogéneos, contendo fronteiras que provocam uma variação abrupta da impedância acústica

atribuída a diferentes densidades que levam a diferentes velocidades acústicas. Os limites de grão,

as inclusões e a porosidade são exemplos da heterogeneidade de um material que provocam

reflexões microscópicas desviando o som da sua direção original de propagação; a anisotropia é

outra propriedade que provoca muita atenuação. A absorção consiste na conversão de energia

sonora em calor, podendo ser vista como uma espécie de travão às oscilações. Quanto mais rápidas

foram as oscilações, mais energia se perde, portanto quanto maior a frequência maior é a absorção.

A atenuação de uma onda ao propagar-se num material pode ser representada como um

decaimento exponencial da amplitude, expressa pela seguinte equação:

𝑃 = 𝑃0𝑒−𝛼𝑑 (9)

Na equação (9), o decaimento da energia ou pressão acústica, P, a uma certa distância d é

função da pressão sonora inicial, P0 e do coeficiente de atenuação,α. O coeficiente de atenuação é

expresso em dB/m, sendo característico de cada material, mas depende também da frequência, da

temperatura (aumenta com a temperatura) e do tipo de onda considerados (as ondas transversais

são mais atenuadas do que as longitudinais).

Assim, os componentes da atenuação limitam os ensaios por ultrassons, embora de formas

diferentes, tendo que ser amenizados consoante o material em estudo. A absorção limita a energia

transmitida, podendo-se controlá-la aumentando a tensão no transdutor ou amplificando-se os sinais

ou então utilizando-se sondas de baixas frequências, embora esta última opção leve a uma

diminuição da detetabilidade de descontinuidades mais pequenas. A dispersão é mais difícil de

controlar, pois origina a chamada “relva”, que consiste em numerosos ecos com tempo de chegada

diferentes, onde se podem perder os ecos de interesse; assim, a única solução é mais uma vez

utilizar baixas frequências.

17

2.4.5. Inspeção por ultrassons

Para se proceder a um ensaio de ultrassons é necessário usar um sistema que consiste num

equipamento emissor que gera pulsos, normalmente de tensão, e que os envia para dentro do

componente através das sondas que são constituídas por transdutores que convertem os pulsos em

ondas de pressão ultrassonora. Estas ondas percorrem o componente sendo refletidas e difratadas

por descontinuidades ou quando mudam de meio ou material com impedâncias acústicas diferentes.

A sonda converte as ondas de pressão refletidas em tensão e o equipamento pode gerar uma

imagem interna da estrutura ou simplesmente medir a energia recebida, a partir dos sinais refletidos,

e assim proceder-se à análise dos resultados. De seguida, são descritas alguns instrumentos

utilizados, técnicas e a informação obtida de uma inspeção por ultrassons.

2.4.5.1. Transdutor

No equipamento de ultrassons, o transdutor é o elemento fundamental, pois é ele que converte

os impulsos elétricos de alta frequência em impulsos mecânicos, que dão origem às vibrações

sonoras que serão introduzidas nas peças a controlar, e converte as vibrações sonoras refletidas em

energia elétrica. Esta propriedade é conhecida como piezoeletricidade.

O efeito piezoelétrico consiste na capacidade de certos materiais, quando sujeitos a pressão

mecânica produzirem tensões elétricas (piezoeletricidade direta). Este efeito é reversível, isto é, estes

materiais quando sujeitos a uma tensão elétrica deformam-se (piezoeletricidade inversa). É o

fenómeno inverso que é utilizado para a produção das ondas ultrassónicas. Assim, ao aplicar-se uma

tensão elétrica alternada de elevada voltagem através dos elétrodos colocados nas extremidades do

elemento piezoelétrico, este sofre deformações alternadas com uma frequência igual à tensão

elétrica, originando assim os estados de tração e compressão necessários para produzir os

ultrassons [10].

Figura 10 - Elemento piezoelétrico (adaptado de [18])

Diversos materiais apresentam esta característica, tendo sido o quartzo (SiO2) um dos

primeiros a ser utilizado nas sondas como transdutor. No entanto, já não se usa, porque apesar de

ser um material muito resistente tanto química como mecanicamente, tem baixa eficiência. Assim,

foram desenvolvidos cerâmicos piezoelétricos, como por exemplo, titanato de bário (BaTiO3),

metaniobato de chumbo (PbNb2O6), sulfato de lítio (LiSO4) e titanato zirconato de chumbo (PZT),

sendo este último o mais utilizado. Também foram desenvolvidos recentemente piezopolímeros e

piezocompósitos, sendo estes últimos constituídos por pequenas barras piezocerâmicas fixadas

numa matriz polimérica. Os piezocompósitos têm menor impedância acústica do que os

18

piezocerâmicos tradicionais [19], sendo esta uma característica desejável para garantir uma maior e

mais eficaz transmissão sonora para os componentes a inspecionar.

O transdutor piezoeléctrico, também chamado de elemento, é envolvido por um invólucro

metálico, e a este conjunto dá-se o nome de sonda. As sondas podem conter um transdutor ou mais.

2.4.5.2. Características do feixe sonoro

As ondas sonoras produzidas pelo transdutor têm origem em vários pontos ao longo da

superfície do elemento piezoelétrico. Estas sofrem um efeito construtivo e destrutivo quando

interagem umas com as outras ao longo do meio de propagação, dando origem ao feixe sonoro. A

forma como as ondas interferem umas com as outras é de extrema importância, para se poder

compreender o comportamento do feixe sonoro num determinado meio, analisando a sua distribuição

de pressão acústica, para assim interpretar o comportamento dos ecos obtidos.

Considerando duas ondas idênticas que foram geradas no mesmo ponto, estas combinam-se

duplicando a sua amplitude, quando estão em fase; quando estão em oposição de fase, cancelam-se

mutuamente; e quando não estão completamente em fase ou em oposição de fase, a onda resultante

é a soma das amplitudes em cada ponto [17].

Assim, o feixe sonoro produzido pelo transdutor pode ser considerado como a sobreposição de

duas ondas: uma plana produzida pela parte central do transdutor, e uma onda cilíndrica produzida

pelo seu bordo. Devido ao percurso dos dois tipos de onda serem diferentes, as ondas intersectam-se

fora de fase e, formando-se assim máximos e mínimos de pressão, cuja importância vai diminuindo

com a distância, visto que a onda cilíndrica ao propagar-se distribui a sua energia por uma maior

superfície [10]. A zona onde o fenómeno de interferência é predominante, é conhecida por Campo

Próximo ou Zona de Fresnel e estende-se por um comprimento N, dado por pela equação(10). A

zona mais estável é o Campo Afastado ou Zona de Fräunhofer, em que a interferência entre os dois

tipos de ondas é muito menor.

𝑁 =

𝐷2

4𝜆 (10)

Figura 11 - Campo próximo e campo afastado num feixe ultrassonoro

Na transição entre os dois campos, o feixe tem a sua intensidade máxima, e reflexões a esta

distância da sonda produzem ecos mais fortes. Depois desta zona de transição, o feixe espalha-se,

perdendo energia ao longo do seu caminho.

19

As sondas de Phased Array não conseguem focalizar para lá do campo próximo, como tal é um

constrangimento que se tem de ter em conta. Por outro lado, nestas sondas os elementos são

retangulares, e assim o comprimento do campo próximo é dado por [20]:

𝑁 =

𝑘. 𝐿2. 𝑓

4. 𝐶 (11)

em que k é um fator de correção do campo próximo, f é a frequência, L é o comprimento da

sonda e C é a velocidade do som na peça de teste.

2.4.5.3. Limiar de deteção de descontinuidades

Ao reduzir a frequência da onda de ultrassom reduz-se o efeito da atenuação. Porém, a

frequência também influencia a deteção de descontinuidades, tendo de haver um compromisso entre

os benefícios de ter uma menor atenuação versus a deteção de descontinuidades. À capacidade de

deteção de descontinuidades num componente dá-se o nome de sensibilidade. Para detetar uma

descontinuidade é necessário que o comprimento de onda do ultrassom seja inferior à dimensão da

descontinuidade, para que ocorra a reflexão do som na descontinuidade. Se a descontinuidade for

menor que o comprimento de onda ocorre difração, não sendo possível identificar a descontinuidade

através do eco refletido. Assim, para se detetar descontinuidades mais pequenas é necessário baixar

o comprimento de onda, e para isso aumenta-se a frequência.

2.4.5.4. Técnicas de inspeção

As técnicas e os tipos de inspeção variam de acordo com os componentes a inspecionar e com

o que se pretende inspecionar, bem como os cuidados a ter. Através de um ensaio de ultrassons é

possível medir o nível de corrosão numa peça, a espessura de diferentes camadas que possam

constituir um componente, detetar e dimensionar descontinuidades num material, como por exemplo,

na inspeção de soldaduras ou como teste que qualidade de peças acabadas de serem produzidas.

Existem diversas técnicas de UT: convencional, ToFD, Phased Array, Ondas Guiadas, EMAT, entre

outras combinações possíveis. Determinada a técnica é ainda necessário decidir quais os tipos de

ondas a usar, e de que forma, em função do caso em questão.

Para além das técnicas, existem dois tipos de inspeção: por contacto e por imersão. Na

inspeção por contacto, para que o som gerado pela sonda seja transferido para a peça, torna-se

necessário usar um meio acoplante, para assegurar que a transmissão do som ocorre com o mínimo

de perdas possível, isto porque por um lado as ondas ultrassónicas são altamente atenuadas no ar

[21] e por outro o uso de acoplante reduz a diferença de impedâncias acústicas entre o material

piezoelétrico e a peça. Uma vez que as superfícies possuem sempre alguma rugosidade, o acoplante

vai eliminar bolhas de ar entre a peça e a sonda, e também facilitar o movimento da sonda na

superfície da pela, funcionando como lubrificante. Os mais utilizados são óleos, água, glicerina, gel

celuloso e massas lubrificantes [22]. No contacto, também é essencial manter uma pressão constante

entre a sonda e o componente. Outro fator importante é ainda o estado da superfície do componente,

sendo crucial que esta seja uniformizada e limpa. Uma superfície irregular leva a perda de

sensibilidade dos ecos e à diminuição de resolução, para além de que provoca desgaste da sonda. A

20

sujidade, camadas de óxido ou tinta quando não aderentes, também são bastante prejudiciais pois

podem provocar bolsas de ar, introduzindo assim erros de medição de espessuras [10].

A inspeção por imersão é utilizada quando as peças têm formas complexas, sendo

normalmente usados tanques com água, o que restringe a dimensão dos componentes a inspecionar.

Porém, nem todos os materiais podem estar em contato com água por longos períodos.

Assim, as técnicas a utilizar dependem de fatores como: a natureza, dimensão e orientação

das descontinuidades; do estado superficial e da forma dos objetos inspecionados; e da estrutura

microestrutura do material (grãos finos ou grosseiros).

2.4.5.5. Representação de resultados

Os resultados provenientes de um ensaio por ultrassons podem ser analisados de diferentes

formas, consoante as formas de representação/visualização destes. As formas de representações

mais frequentes são: A-scan, B-scan e C-scan (Figura 12).

A representação mais simples e mais comum é o A-scan, uma vez que é a utilizada no controle

manual. Este é um gráfico de amplitude vs. tempo de percurso dos ecos recebidos, permitindo a

visualização dos resultados através de uma análise unidirecional (sentido da espessura).O B-scan

apresenta o tempo de percurso da onda em função do deslocamento da sonda, sendo um gráfico

bidimensional onde é representado o comprimento em função do tempo. A imagem do B-scan

corresponde a um corte no componente inspecionado ao longo da trajetória da sonda, permitindo

determinar facilmente a profundidade e tamanho de uma descontinuidade. O B-scan é a

representação de uma série de A-scan ao longo de uma dimensão. Por último o C-scan apresenta os

resultados como uma vista planar do componente, isto é, uma vista de topo perpendicular à área

inspecionada que é dado por um gráfico com código de cores com duas coordenadas.

Figura 12 - Tipos de representação de resultados de UT: A-scan, B-scan e C-scan (adaptado de [20])

21

2.4.6. Phased Array

A informatização desempenhou um papel fundamental na evolução da tecnologia, que aplicada

a equipamentos de UT permitiu desenvolver plataformas de software para recolher dados, bem como

ferramentas de análise sofisticadas de forma a facilitar a interpretação de resultados. O Phased Array

(PA) é uma técnica avançada de UT que consiste na utilização de uma sonda constituída por

múltiplos elementos com a capacidade de direcionar e focalizar o feixe sonoro, permitindo focalizar

múltiplos ângulos num ponto ou zona a partir de uma única posição da sonda [23], ao contrário do UT

convencional no qual a sonda tem um único cristal e produz feixes divergentes. Assim, é possível

aumentar a eficiência de uma inspeção, reduzindo o tempo de inspeção e os custos.

2.4.6.1. Princípio

Uma sonda de PA é composta por múltiplos elementos piezoelétricos que podem transmitir e

receber independentemente com tempos diferentes. Cada elemento está ligado a um dispositivo

eletrónico que vai gerar um pulso igual para cada elemento, mas com intervalos de tempo de alguns

microssegundos (delays) de modo a focalizar o feixe ultrassonoro, num ponto pré-determinado. Cada

impulso desfasado no tempo gera uma onda esférica. Estas ondas vão interferir umas com as outras

de forma construtiva, segundo o princípio de Huyghens, gerando assim uma frente de onda que se

vai propagar no material de acordo com a direção pretendida, segundo um certo ângulo [18,19,20].

Este princípio de focalização está ilustrado na Figura 13.

Figura 13 - Princípios do Phased Array. Representação das leis focais calculadas para focalizar numa profundidade e com um ângulo específico (adaptado de [24])

As Leis de Atraso (Delay laws) ou Leis focais correspondem à diferença de tempo de

propagação de cada onda gerada por cada elemento até ao ponto de foco. Estas são calculadas

através da utilização de software apropriado indicando o/s ponto/s que se pretende focalizar

especificando a sua profundidade e/ou definindo ângulos de incidência do som.

Assim, phased refere-se à forma como os elementos são sequencialmente pulsados com a

mesma frequência, em relação ao atraso entre os seus pulsos, de forma a interferirem

construtivamente, e array está relacionado com existir um certo número de elementos numa única

estrutura e poderem estar organizados de diversas formas.

22

A partir de uma única posição da sonda é possível focar diferentes pontos, sendo esta uma

característica que resulta dos fundamentos do PA e que permite efetuar um varrimento de diferentes

ângulos com o feixe sonoro. Esta propriedade permite detetar descontinuidades que tenham uma

orientação menos favorável para refletir o som de volta à sonda e/ou que estejam localizadas

aleatoriamente a uma distância afastada do centro do feixe. Torna-se assim numa vantagem das

sondas de PA em relação às convencionais, com um único elemento, que têm movimentos limitados

e que têm uma elevada probabilidade de não detetar descontinuidades com as características

referidas anteriormente, como mostra a Figura 14.

Figura 14 – Comparação de detetabilidade de descontinuidades com uma orientação menos favorável e afastadas do centro do feixe entre sondas de monocristal (à esquerda) com um único ângulo e sondas de

Phased Array (adaptado de [20])

2.4.6.2. Formação do feixe

De modo a gerar um feixe com a forma desejada em fase e com interferência construtiva, as

várias frentes de onda de cada elemento devem ter o mesmo tempo de voo (time-of-flight) global na

chegada ao ponto de interferência construtiva, o que só se consegue através da aplicação das leis de

atraso. As leis de atraso são calculadas para a emissão e receção do som, com base nas

especificações da sonda e do calço, na geometria e propriedades acústicas do meio onde o som vai

percorrer e nos parâmetros que o utilizador definir como ângulos de varrimento e distâncias focais. O

valor de atraso em cada elemento também depende da abertura ativa da sonda, do tipo de onda

gerada, do ângulo refratado e da profundidade focal.

Aplicando diferentes leis de atraso em cada ciclo é possível que o feixe sonoro varra uma série

de ângulos, entre um ângulo mínimo (αN) e um máximo (αI) - designado por Varrimento Sectorial – ou

através da utilização de um único ângulo, mas ao longo de todo o comprimento do transdutor usando

n elementos de cada vez – designado por Varrimento Eletrónico [26], (Figura 15). Esta última técnica

usa as mesmas leis para emissão e receção e reduz o número de passos mecânicos que são

precisos para inspecionar uma certa área. Para maximizar a energia do feixe a diferentes

profundidades da peça é ainda possível fazer uma Focalização em Profundidade, indicando pontos

focais com diferentes profundidades. Assim, o feixe pode ser direcionado de forma dinâmica, usando

diferentes perfis de feixes numa única sonda, numa pequena fração de segundos.

23

Figura 15 - Varrimento eletrónico, sectorial e focalização em profundidade do feixe (adaptado de [27])

2.4.6.3. Sondas

As sondas de Phased Array podem ser vistas como a junção de sondas convencionais com um

único elemento que são controladas eletronicamente de forma a direcionar o feixe sonoro. Assim,

estas sondas podem ter vários tamanhos, formas, frequências e quantidade de elementos. De acordo

com a disposição dos elementos ao longo dos eixos e das geometrias que formam, as sondas podem

ser classificadas em: linear, matricial, anular e circular, bem como unidimensional (1D) e

bidimensional (2D). Estas diferenças refletem-se no tipo de feixe sonoro que se forma, e como tal, as

sondas são escolhidas em função da aplicação.

Figura 16 - Exemplos e denominações das geometrias mais comuns dos elementos das sondas [28]

As sondas podem ainda ser concavas ou convexas, com o objetivo de se adaptarem melhor a

uma determinada forma do componente a inspecionar e/ou para permitirem uma focalização

mecânica das ondas ultrassónicas. Para além das sondas de contato e imersão, existem ainda

sondas flexíveis que são uma solução para problemas de acoplamento em superfícies irregulares.

Os parâmetros que caracterizam as sondas são:

Frequência (f): em geral, as sondas de PA industriais têm frequências entre 1 MHz e 15

MHz. Este parâmetro afeta significativamente o comprimento do campo próximo, a propagação

do feixe e o comportamento dos sinais refletidos. Na prática, frequências mais altas

proporcionam um melhor rácio sinal-ruído, mas diminuem a capacidade de penetração do som

na peça de teste devido ao aumento da atenuação com o aumento da frequência [29]. No

entanto, frequências mais baixas têm menor sensibilidade a defeitos pequenos. Assim, a

24

escolha da frequência deve ser um compromisso entre penetração, sensibilidade e atenuação,

sendo o parâmetro principal que influencia a resposta às descontinuidades.

Largura de banda: A largura de banda de uma sonda representa o leque de frequências na

resposta do eco, cuja amplitude é no máximo 6 dB menor que a amplitude máxima.

Normalmente este valor é dado em percentagem.

Nº de elementos (n): Tipicamente existem sondas com 16, 20, 32, 64 ou 128 elementos.

Quanto mais elementos se usar maior é a capacidade de focalização e de direcionamento do

feixe, podendo também aumentar a área de cobertura da sonda. No entanto, o uso de mais

elementos está associado a custos mais elevados de sonda e de instrumentação, bem como a

uma maior complexidade do sistema [29].

Tamanho dos elementos: quando o tamanho do elemento diminui, a capacidade de

direcionamento do feixe aumenta. O comprimento (e) mínimo de um elemento em sondas

comerciais é de 0,2 mm. No entanto, se o comprimento do elemento for menor que o

comprimento da onda, formar-se-ão fortes lóbulos laterais indesejados [29]. A largura (h) do

elemento é normalmente referida como abertura passiva (Apassiva), uma vez que é uma

dimensão fixa.

Pitch (p): é a distância entre os centros de dois elementos, estando por isso incluído no

pitch o intervalo entre elementos (g), sendo este último o comprimento do isolamento

acústico. Para otimizar a variação do direcionamento do feixe, o pitch deve ser pequeno.

A abertura ativa (A) de uma sonda é o comprimento efetivo dos elementos ativos em cada

sequência, ou seja, é o comprimento do grupo de elementos que são pulsados simultaneamente.

Assim, quanto maior for o nº de elementos ativos, maior é a abertura ativa. Para otimizar a

sensibilidade de deteção, ter um foco forte e para que a dispersão do feixe seja mínima, a abertura

ativa deve ser a maior possível [29]. No entanto, é necessário avaliar qual a abertura ativa ideal para

cada caso.

Figura 17 - Abertura ativa e passiva para uma matriz linear [20]

Tendo em conta a Figura 17, em que n são o nº de elementos ativos, a abertura ativa é

calculada através da seguinte equação:

𝐴 = 𝑛 × 𝑒 + 𝑔(𝑛 − 1) (12)

25

2.4.6.4. Vantagens e limitações

As vantagens da técnica de Phased Array em relação ao UT convencional provêm da sua

capacidade de usar vários elementos para direcionar e focar os feixes com uma só sonda, facilitando

a aquisição e análises dos resultados. Com uma sonda de PA é possível reproduzir o mesmo feixe

acústico que seria produzido usando várias sondas convencionais, proporcionando uma maior

funcionalidade e reduzindo substancialmente o tempo de inspeção. O facto de usar um sistema que

permite efetuar um varrimento eletrónico ou sectorial do feixe ultrassonoro, tem a vantagem de

reduzir o tempo de inspeção, uma vez que elimina ou reduz a necessidade de mover a sonda; e por

outro lado melhorar as medições acústicas, pois de cada vez que se move a sonda, há um risco de

perder ou degradar o acoplamento entre a sonda e o componente a inspecionar [24]. Estes tipos de

varrimento associado ao não movimento da sonda constituem uma também uma vantagem na

inspeção de componentes com geometrias complexas em que o acesso a determinadas superfícies é

limitado, uma vez que facilita e simplifica a inspeção destas. A focalização eletrónica do feixe é um

dos maiores benefícios desta técnica, porque permite otimizar o tamanho e a forma do feixe,

melhorando a capacidade de dimensionamento de descontinuidades, o que leva a um aumento da

probabilidade de deteção das mesmas. Isto conduz a uma precisão superior, uma vez que até as

descontinuidades mais pequenas são facilmente detetadas e dimensionadas. A focalização do feixe

sonoro aumenta significativamente a relação sinal-ruído, o que pode ser uma vantagem em

aplicações exigentes.

Outra vantagem desta técnica é apresentar os resultados em tempo real e segundo diversas

representações, como o A-scan, B-scan, C-scan, D-scan e a particular S-scan (Sectorial ou azimutal

S-scan) que é única do PA. Esta representação sectorial consiste na representação 2D de todos os

A-scan, corrigidos no tempo e segundo o ângulo de refração, permitindo visualizar a posição real das

descontinuidades, constituindo uma mais-valia na correta deteção e localização das mesmas [26]. Em

relação ao UT convencional, uma outra vantagem do PA é que permite guardar os dados adquiridos,

havendo um registo das aquisições que podem ser comparadas com futuras inspeções, permitindo

criar um histórico da evolução de um dano ou descontinuidade num dado componente. Por outro

lado, este registo permite que, em caso de dúvida, o operador possa enviar os ficheiros para alguém

especializado para qualquer parte do mundo, podendo pedir uma segunda opinião. Assim, a deteção

de descontinuidades não está tão dependente do operador, o que por sua vez diminui os erros e

falsos alarmes associados às leituras dos operadores.

A conjugação da capacidade de armazenar uma grande quantidade de dados a velocidades

elevadas de inspeção com a capacidade de, com apenas uma sonda, produzir diferentes ângulos,

confere a esta técnica uma maior precisão na deteção de descontinuidades e um aumento da

produtividade relativamente aos UT convencionais.

Os aspetos que podem condicionar a aplicação desta técnica são os custos destes

equipamentos, incluindo as sondas, que são mais elevados (centenas de milhares de euros) do que

os convencionais, bem como os custos associados à necessidade de treinar operadores qualificados

e experientes, uma vez que exige conhecimentos superiores quando comparado com o convencional.

26

No entanto, estas limitações são compensadas pela maior flexibilidade e pela redução do tempo

necessário para realizar uma determinada inspeção, que se podem refletir também na redução dos

custos desta.

Como tal, o sistema de PA é aplicado em diversas áreas que vão desde a indústria

aeroespacial, às de geração de energia, petroquímicas, fornecedores de barras e tubos de metal e

produção em geral, sendo as aplicações mais importantes a inspeção de soldaduras e a deteção de

descontinuidades em diversos componentes. Este também pode ser usado para medir espessuras de

paredes ou componentes estruturais para determinar o nível de corrosão.

2.5. Inspeção de soldaduras austeníticas

Uma descontinuidade é considerada uma interrupção na estrutura típica ou esperada para uma

certa junta soldada, tal como a falta de homogeneidade das características físicas, mecânicas ou

metalúrgicas da zona soldada. As descontinuidades não são necessariamente defeitos. Só se pode

considerar que uma junta soldada tem um defeito, se a mesma apresentar descontinuidades que não

estão dentro dos critérios de aceitação de normas e/ou dos padrões de qualidade estabelecidos para

um projeto especifico. Assim, os defeitos em juntas soldadas podem resultar na rejeição de peças ou

componentes, reparações dispendiosas, redução significativa de desempenho sob condições de

trabalho e, em casos extremos, falhas catastróficas com perda de propriedade e de vidas [30]. Torna-

se por isso fundamental recorrer a métodos de inspeção adequados a cada caso, sendo que neste

caso se recorre a END para não inutilizar o componente.

Dentro dos END os mais usados para inspecionar soldaduras de aços austeníticos são a

radiografia (RT) e os ultrassons (UT). Contudo, os UT estão cada vez a ser mais utilizados em

detrimento dos RT. Isto porque não só aumenta a velocidade de inspeção e a capacidade de deteção

de descontinuidades críticas, mas principalmente devido à ausência de utilização de radiação. Esta

última torna-se numa vantagem da utilização de UT em relação à RT, uma vez que com esta é

imprescindível que a área envolvente à zona de teste esteja interdita a pessoas durante o ensaio; o

que causa interrupções no trabalho dos soldadores. Assim, os ensaios de UT permitem que os

soldadores trabalhem de forma continua e por outro lado, os resultados dos UT são instantâneos

possibilitando que as ações corretivas sejam feitas numa fase inicial, tornando-se mais eficientes [31].

Porém, a inspeção de soldaduras de aços austeníticos com ultrassons é um pouco mais difícil

e exige algumas técnicas especiais, em comparação com os aços ferríticos. O motivo está

relacionado com a microestrutura das soldaduras de aços austenítico, que é caracterizada por ter

grãos alongados anisotrópicos, que formam uma estrutura colunar ordenada [32]. Esta estrutura de

grão vai desviar e atenuar o feixe acústico, porque há uma dispersão deste nos limites de grão, o que

resulta num aumento de ruído. Todos estes fenómenos podem levar ao aparecimento de falsas

descontinuidades e/ou mascarar os sinais provenientes de descontinuidades relevantes. Assim, o

nível de atenuação depende do tamanho, da forma e da distribuição dos grãos, e sobretudo da sua

anisotropia elástica [33]. A dispersão do feixe acústico em conjunto com o aparecimento de

27

conversões de modo de propagação dão origem a uma distorção do feixe e a que haja variação de

velocidade de propagação, sendo estas dependentes da direção de incidência do feixe. Como tal, é

fundamental que haja uma boa compreensão da forma como ocorre a propagação de ondas sonoras

neste material de modo a que seja possível aplicar um procedimento de inspeção por UT.

Por outro lado, este problema também é dependente da forma de produção do material base

(laminagem, fundição, forjamento, etc.), dos processos de soldadura e da composição do material

base e de adição. Numa soldadura, a orientação dos grãos não é aleatória, sendo que a entrega

térmica de cada processo de soldadura também tem uma grande influência na estrutura de grão final,

pois quanto maior esta for, maior será a coalescência de grão. Portanto, ao soldar aços austeníticos

convém utilizar processos que favoreçam uma menor entrega térmica, como o TIG. Portanto, estes

fatores também vão influenciar o comportamento do feixe.

Por volta de 1968, foi descoberto que as ondas longitudinais eram melhores do que as

transversais para a inspeção de soldaduras de aços austeníticos [31], porque são menos sensíveis à

atenuação e dispersão do que as transversais, uma vez que as longitudinais têm um comprimento de

onda maior. Assim, as técnicas e ensaios desenvolvidos a partir deste momento até à atualidade

baseiam-se neste facto. Por outro lado, a focalização do feixe melhora a relação sinal/ruído, pois

reduz a abertura do feixe fazendo com este incida num menor número de grãos, diminuindo assim a

reflexão que originaria um aumento de ruído.

Começaram-se a desenvolver em 1974 sondas convencionais duais TRL (Transmitter Receiver

Longitudinal) para inspeção de soldaduras austeníticas, pois o feixe é “pseudo” focalizado, tendo uma

menor abertura de feixe do que sondas monolíticas. Para além disto, também têm um melhor rácio

sinal/ruído porque as energias de transmissão e receção seguem caminhos diferentes, uma vez que

um elemento transmite e o outro emite. Em 1980, a Applus RTD efetuou um estudo da aplicação

destas sondas para inspeção de soldaduras de tanques de LNG [31].

No entanto, as sondas longitudinais também emitem ondas transversais, que se refletem na

parede oposta, ocorrendo conversão de modo, o que vai criar dispersão do feixe e perda de energia

após reflexão na parede oposta. Como tal, o controlo com ondas longitudinais tem ser feito apenas no

meio salto, ou seja, o feixe tem de incidir diretamente na superfície que se pretende inspecionar não

se podendo usar conversões de modo, o que implica que a inspeção da soldadura tem de ser feita

por ambos os lados da peça, sempre que possível.

O facto referido anteriormente acarreta um problema: não se consegue inspecionar perto da

superfície das peças. Como tal, para solucionar este problema, a BAM (Bundesanstalt für

Materialprüfung) desenvolveu a técnica das ondas creeping, permitindo assim detetar

descontinuidades perto da superfície, sem ser necessário afagar as soldaduras [31]. A utilização de

sondas creeping é ainda mais importante quando o acesso à soldadura só é possível por uma das

faces da peça, como por exemplo em tubagens.

28

Contudo, o uso de sondas TRL tornava as inspeções complexas porque era necessário dividir

a espessura da peça em zonas e usar diferentes sondas para cada zona, uma vez que têm o ponto

focal fixo. Assim, começaram a aplicar-se sistemas de Phased Array para inspeção destes casos,

uma vez que conseguem superar algumas limitações das inspeções com UT convencionais. Além

disso, apesar de terem os mesmos princípios físicos dos UT convencionais, os sistemas de Phased

Array apresentam grandes vantagens relativamente às capacidades de cobertura, de sensibilidade e

de imagem devido à sua tecnologia avançada [34].

Os sistemas de Phased Array permitem focalizar o feixe num ponto qualquer da peça que seja

conveniente e utilizar apenas uma sonda para inspecionar praticamente toda a espessura da peça

através do varrimento angular e sectorial. A única coisa que é essencial ter em conta é que se tem de

utilizar um calço que gere ondas longitudinais no aço austenítico. Para isso é necessário garantir que

o calço tenha um ângulo adequado, o que leva a que para um calço de Perspex, tendo em conta os

ângulos críticos referidos anteriormente (2.4.3.2), se utilizem calços com ângulos de 20 a 22° para

garantir a propagação de ondas longitudinais [31].

Outro parâmetro a ter em conta para a inspeção deste aço é a espessura da peça. Para

espessuras elevadas, acima de 40 mm, existe um problema que provém do efeito que a atenuação

tem sobre os resultados da inspeção devido às características do material anisotrópico; e para baixas

espessuras, até 12 mm, a grande dificuldade é não se poder usar o salto e por isso ter de se usar a

sonda o mais próximo possível da soldadura para que com o feixe no direto se consiga inspecionar o

volume com os ângulos adequados, o que se torna um problema quando se inspecionam soldadura

não afagadas.

2.6. Resumo do capítulo

Ao longo deste capítulo, abordam-se os aços austeníticos referindo as suas características de

uma forma geral, bem como a sua soldabilidade. É descrita uma visão geral sobre ensaios não

destrutivos e em mais detalhe a inspeção por ultrassons, bem como a técnica avançada de Phased

Array. No fim deste capítulo referem-se as técnicas e os estudos que já foram utilizados para

inspecionar aços austeníticos. A partir destas referências, conclui-se que para atenuar todos os

problemas da inspeção de aços austeníticos com UT devem ser utilizadas sondas de baixa

frequência com calços que gerem ondas longitudinais. Assim, este será o ponto de partida deste

trabalho com o objetivo de superar a dificuldade de inspecionar soldaduras austeníticas, sobretudo de

baixas espessuras (até 12 mm), em que a grande dificuldade é ter de se usar a sonda o mais próximo

possível da soldadura para que com o feixe no direto se consiga inspecionar todo o volume com os

ângulos adequados, o que se torna um problema quando se inspecionam soldadura não afagadas;

sendo que neste trabalho se pretende inspecionar uma soldadura de aço austenítico com 8 mm de

espessura, que não pode ser afagada na aplicação em questão.

29

3. Modelação

Neste capítulo aborda-se a modelação como ferramenta para estudar a propagação das ondas

de ultrassons nas chapas soldadas de aço austenítico. Através da modelação é possível simular os

fatores que vão influenciar a forma como o som se vai propagar no caso em estudo, e assim

encontrar a melhor solução para detetar e dimensionar descontinuidades. A partir do trabalho que é

descrito neste capítulo, é possível estabelecer uma metodologia de inspeção que será validada com o

trabalho experimental descrito no capítulo seguinte.

3.1. CIVA

O software usado, para modelar o caso em estudo, foi o CIVA [35], versão 11.0. Esta

ferramenta de modelação começou a ser desenvolvida no inicio dos anos 90 pela CEA (Commissariat

à l’Energie Atomique) especificamente para aplicações de END [36] e ao longo dos anos, com a

contribuição de diversos parceiros da industria e de universidades, foram feitas sucessivas versões

com o intuito de satisfazer os requisitos dos utilizadores. De todas estas colaborações resultou a

empresa EXTENDE que distribui o CIVA pelo mundo desde 2010 [37].

Figura 18 - Símbolo do software CIVA, versão 11 [37]

Atualmente, o CIVA é amplamente usado em diferentes países por todo o mundo e em

diferentes sectores: indústria do petróleo, aeroespacial, nuclear, óleo e gás, etc. É uma ferramenta de

modelação, usada durante a fase de conceção de um novo componente ou para a demonstração do

desempenho de um método de inspeção em serviço, que permite reduzir custos associados a blocos

de demonstração e protótipos envolvidos durante o desenvolvimento e qualificação de uma inspeção.

Apesar de alguns testes físicos serem sempre indispensáveis, há muitos ensaios que podem ser

evitados se forem feitas simulações preliminares, poupando tempo e dinheiro, uma vez que a

simulação ajuda a compreender quais os parâmetros influentes numa determinada inspeção. Por fim,

a modelação permite a compreensão, de uma forma mais clara, dos fenómenos físicos envolvidos e,

como tal, facilita as discussões técnicas entre especialistas, inspetores, clientes, prestadores de

serviço e fornecedores [38].

Este software permite abordar os principais métodos de END: Ultrassons (UT) incluindo o

convencional, o Phased Array, o ToFD e as ondas guiadas, Radiografia (RT), Correntes Induzidas

(ET) e Tomografia (CT) [38] . Para aplicações de ultrassom, o CIVA consegue simular o feixe acústico

irradiado por transdutores convencionais e por sondas de Phased Array, utilizadas em contato ou em

imersão, e também permite simular as interações onda/descontinuidade para a maioria das

geometrias (canónica, bem como formas complexas) e para a maioria dos materiais de engenharia,

incluindo os materiais isotrópicos e os anisotrópicos, bem como os homogéneos e os

30

heterogéneos [39]. A modelação de UT no CIVA é feita através de dois módulos: o Beam

Computation e Inspection Simulation; o primeiro simula o campo ultrassonoro radiado por uma sonda

para uma peça, utilizando o pencil method para efetuar os cálculos e o segundo simula a interação

entre o feixe ultrassonoro e a peça, incluindo as respostas às descontinuidades, utilizando para os

cálculos modelos de Kirchhoff e/ou de GTD (Geometrical Theory of Diffraction) [40].

Devido à grande variedade de sondas de Phased Array e das modalidades de inspeção, a

modelação torna-se numa etapa crucial para selecionar e otimizar uma sonda para uma determinada

inspeção em função do nível de sensibilidade exigido, resolução e precisão do dimensionamento da

descontinuidade, ângulo máximo do feixe, profundidade de penetração, gama de ângulos de

inspeção, volume inspecionado a partir de cada posição ou velocidade de inspeção.

Assim, com o módulo de UT do CIVA é possível modelar inspeções Phased Array que

impliquem geometrias das mais simples às mais complexas, sendo que este calcula as leis focais

automaticamente, permitindo otimizar a sonda, o seu feixe e o tipo de varrimento, uma vez que

através do software se consegue caracterizar o feixe acústico, quantificar a resposta do campo

radiado às descontinuidades e comparar diferentes estratégias de inspeção no que concerne à sua

capacidade de deteção e dimensionamento de descontinuidades de uma determinada estrutura.

3.2. Bloco de demonstração

Para preparar procedimentos para a inspeção de componentes é necessário ter em conta as

características dos materiais a inspecionar, como tal, uma das etapas de preparação de

procedimentos passa por criar um bloco os mesmos materiais, com a mesma configuração de junta,

produzido com o mesmo processo de soldadura e que tenha descontinuidades artificiais

representativas das descontinuidades que são espetáveis de encontrar nos componentes a

inspecionar, que se denomina de bloco de demonstração.

Neste caso, foi feito um bloco de demonstração representativo de uma aplicação de obra,

tendo como material base uma liga de aço com 9% de níquel e como material de adição o Inconel®,

com uma junta em V, soldado a fios fluxados e com as dimensões da Figura 19, em que é de notar

que o bloco tem 8 mm de espessura, com a raiz com 2 mm de altura e um chanfro com 30°, típico da

aplicação em causa. Este bloco contém ainda descontinuidades típicas deste tipo de juntas. Os

desenhos com detalhes das indicações encontram-se no anexo A.

Figura 19 - Bloco de demonstração do caso em estudo, com as respetivas dimensões em mm

31

3.2.1. Modelação do bloco de demonstração

Um dos primeiros passos a fazer no CIVA é modelar a peça que se pretende inspecionar,

começando por definir a sua geometria. Como neste caso o bloco tem um chanfro que é simétrico,

desenhou-se a sua geometria com o referencial localizado a meio do chanfro e na superfície, como

se observa na Figura 20, para simplificar e facilitar as etapas seguintes.

Figura 20 - Modelação do bloco em estudo, vista da sua secção transversal e respetivo referencial [33]

Na modelação da geometria do bloco, para além das dimensões da secção transversal, o mais

importante é definir os tipos de superfícies refletoras existentes na peça em estudo, bem como a

posição e as dimensões das mesmas. Para isso, o CIVA possui elementos de interface (linhas ou

arcos) coloridos com quatros cores diferentes: o vermelho corresponde à superfície (front) da peça e

define a superfície onde a sonda assenta, logo é a superfície que o feixe ultrassonoro encontra

primeiro e onde ocorre o início da propagação; o verde corresponde à parede de fundo (backwall) da

peça em relação aos ultrassons, ou seja, onde ocorrem os ecos de fundo e que não são tidos em

conta na simulação de descontinuidades (a não ser que seja ativada essa opção); o azul corresponde

às paredes laterais (side) da peça e que são apenas elementos de construção que não são tipos em

conta para efeitos de simulação (a não ser que seja ativada essa opção); a laranja corresponde a

interfaces (interface) entre dois materiais diferentes e é usado para delimitar zonas soldadas ou

quando são materiais compósitos. Por estes motivos, as interfaces da peça em estudo foram

definidas como mostra a Figura 20 com as dimensões do bloco de demonstração (Figura 19), em que

se escolhe a raiz do chanfro para ser a superfície de inspeção devido às condições de acesso da

inspeção. As descontinuidades são introduzidas no CIVA, apenas no módulo Inspection Simulation, e

para o caso em estudo são abordadas no ponto 3.6.

3.2.2. Propriedades dos materiais

O CIVA dispõe de uma base de dados com propriedades de uma vasta gama de materiais.

Para o módulo de ultrassons, as propriedades a considerar são a densidade, a velocidade

longitudinal (CL) e a velocidade transversal (CT). No entanto, no caso das velocidades, estas também

foram medidas nos blocos de calibração, chegando-se à conclusão que coincidiam com as do CIVA.

Assim, as propriedades usadas para os materiais em estudo, aço 9% níquel para o material base e

Inconel® para o material de adição (chanfro), foram as indicadas na Tabela 2.

Densidade (g/cm3) CL (m/s) CT (m/s)

Aço 9%Ni 7,7 5750 3140

Inconel® 8,25 5720 3020

Tabela 2 - Propriedades dos materiais em estudo [35]

32

3.3. Sondas

Neste subcapítulo são descritos os critérios de seleção que foram tidos em conta para a

escolha das sondas de Phased Array usadas neste trabalho; sendo depois indicadas as

características das mesmas.

3.3.1. Critérios de seleção

Tendo em conta o material a inspecionar, os critérios que foram considerados para a seleção

das sondas de Phased Array, foram os seguintes:

1. Sondas de contacto;

2. Sondas lineares;

3. Sondas de baixa frequência;

4. Sondas com e sem abertura ativa planar, isto é, com e sem focalização mecânica.

Para a seleção de uma sonda, o tipo de inspeção que se vai realizar é um dos primeiros fatores

que vai limitar a escolha da sonda, ou seja, se as sondas vão ser usadas em imersão ou em contacto.

Neste caso, uma vez que a junta em causa é para ser inspecionada em serviço e é relativa a um

componente de grandes dimensões a melhor forma para o inspecionar será através de um ensaio de

contacto, não fazendo muito sentido realizar o ensaio em imersão, excluindo-se assim as sondas de

imersão.

O arranjo espacial dos elementos, isto é, a geometria da matriz de elementos é o fator a

considerar a seguir. De entre os vários tipos descritos no capítulo anterior, a escolha foi uma

configuração linear, porque a sua construção tem custos mais baixos em relação a outros tipos de

matrizes, reduzindo assim o custo da sonda, e tem uma grande versatilidade permitindo uma

simulação simples.

Uma vez que os aços austeníticos possuem uma estrutura anisotrópica que dispersa o som,

para se utilizar UT tem de se utilizar frequências baixas, 1,5 a 3,5 MHz, para minimizar a atenuação

do som na peça, aumentando o rácio sinal/ruido, e para que a penetração das ondas seja maior.

Assim, é imprescindível utilizar sondas de baixa frequência para este estudo, no entanto, nas chapas

de espessura fina, esta frequência poderá ser aumentada, uma vez que o percurso sonoro na peça é

reduzido e por consequência a atenuação é menos significativa, de forma a aumentar a sensibilidade

da inspeção.

Por fim, pretende-se também estudar a comparação entre sondas focalizadas e não

focalizadas mecanicamente, ou seja, com e sem abertura ativa plana. Este fator vai influenciar a

forma do feixe, que consequentemente afeta a pressão acústica, refletindo-se em diferenças na

amplitude do sinal na deteção de descontinuidades. Nas sondas focalizadas mecanicamente os

cristais estão dispostos ao longo de uma superfície curva, para que se consiga maior concentração

da energia acústica e dimensões de foco mais pequenas. A utilização desta configuração permite

compensar os efeitos da atenuação devido ao tipo de microestrutura do material em causa.

33

3.3.2. Características das sondas selecionadas

Tendo em conta os critérios de seleção descritos anteriormente, as três sondas selecionadas

para o caso em estudo são as indicadas na Tabela 3, contendo esta tabela as suas características.

Todas as sondas utilizadas foram produzidas pela empresa francesa Imasonic SAS. É de referir que

apesar de as sondas serem identificadas por um número, mais á frente, são citadas pela sua

frequência.

Tipo Focalização mecânica

Nº de elementos,

n

Frequência, f, [MHz]

Intervalo entre

elementos, g, [mm]

Comprimento do elemento,

e, [mm]

Largura do

elemento, h, [mm]

6860 Linear - 32 2 0,25 1,25 22

12051 Linear Cilíndrica, R=75 mm

20 3,25 0,2 1 16

6672 Linear - 32 5 0,1 0,4 10

Tabela 3 - Características das sondas IMASONIC usadas no caso em estudo [41]

3.4. Modelação dos calços

Os parâmetros importantes a definir nos calços são a sua geometria e o material de que são

feitos. Para modelar os calços no CIVA, introduzem-se os parâmetros e valores numa janela como a

da Figura 21. A primeira coisa a selecionar é o tipo de base do calço, ou seja, a parte que está em

contato com a peça, que neste caso será plana porque a peça a inspecionar é plana. Para uma base

plana, são quatro as dimensões que definem a geometria do calço: comprimento frontal (L1),

comprimento posterior (L2), largura (L3) e altura (L4), todas elas em relação ao ponto de saída do

feixe e em milímetros (mm), como demonstra a Figura 21. Para determinar a orientação dos

elementos no calço, utilizam-se dois ângulos: o refratado (R) e o incidente (I); no entanto basta definir

apenas um deles, porque o outro é automaticamente calculado pelo CIVA através da lei de Snell, e

por isso é necessário especificar o tipo de onda que se vai propagar no material e introduzir as

velocidades do som (longitudinal e transversal) do material da peça e do material do calço.

34

Figura 21- Representação do calço e dimensões necessárias para definir a sua geometria no CIVA (os valores presentes na figura são apenas ilustrativos) [35]

Para o caso em estudo, uma vez que as três sondas têm tamanhos diferentes umas das

outras, é necessário usar três calços diferentes. Assim, a geometria de cada calço, para além da

restrição do tamanho de cada sonda, vai também depender de um conjunto de fatores descritos em

seguida.

A inspeção deve ser feita o mais próximo possível da soldadura, de modo a que se consiga

cobrir todo o volume a inspecionar, sendo que a situação ideal é colocar as sondas de UT em cima

das soldaduras, mas isso implicava afagar as mesmas, o que se torna muito dispendioso. Neste

contexto, a frente do calço tem de ser o mais reduzido possível de forma a conseguir que o ponto de

saída do feixe esteja o mais próximo possível do volume a cobrir. Como tal, a solução passa por

colocar as sondas o mais próximo possível da soldadura, o que implica fazer calços com uma frente o

mais curta possível, mas sem comprometer as restantes características do calço que garantem as

condições acústicas ideias para o caso em estudo. Portanto, este fator vai refletir-se na dimensão L1,

que vai ser o mais curta possível.

A altura (L4), que vai do centro da sonda até ao ponto de saída do feixe, deve ser o mais curta

possível para que o tempo de percurso do som no calço seja o menor possível.

As dimensões L2 e L3, não são tão relevantes para a modelação porque não influenciam o

comportamento do feixe sonoro, no entanto são necessárias para definir a geometria dos calços. A

dimensão L2 deve ter o tamanho suficiente para cobrir o último elemento, isto é, traçando uma linha

reta da extremidade do último elemento até à base do calço, o L2 ao vir do ponto de saída do feixe

deve intercetar essa reta e ainda “ultrapassa-la” ligeiramente. A dimensão de L3 apenas tem como

requisito ser maior do que a largura dos elementos.

35

O ângulo do calço, que é considerado o ângulo (I), foi concebido de modo a difundir ondas

acústicas com módulo longitudinal de propagação, estando já convencionado que esse ângulo é

aproximadamente 21° para que não ultrapasse o primeiro ângulo crítico de incidência, a partir do qual

passam a propagar-se ondas transversais. Assim, através da lei de Snell, o CIVA calcula

automaticamente o ângulo (R), que como descreve a equação (13), vai ser de 61°.

sen(𝑅)

sen(𝐼)=

𝐶𝐿 𝑝𝑒ç𝑎

𝐶𝐿 𝑐𝑎𝑙ç𝑜

⇔sen(𝑅)

sen(21)=

5750

2350⇔ sen(𝑅) =

5750 × sen(21)

2350⇔ 𝑅 = 61° (13)

Outro parâmetro que tem de ser indicado é o tipo de onda que se vai usar, e que neste caso

são apenas as ondas longitudinais, porque este módulo é menos sensível à atenuação e dispersão,

logo terá menos ruido.

Por último, resta definir o material dos calços. Os calços usados neste estudo são feitos de

rexolite®, que é um poliestireno termoendurecido translucido, e é o material escolhido para esta

aplicação porque possui atenuação e velocidade do som baixas; as suas propriedades estão

presentes na Tabela 4. Os valores desta tabela são também introduzidos no CIVA pelo utilizador ou

através da biblioteca do software.

Densidade [g/cm3] CL [m/s] CT [m/s]

Rexolite® 1,05 2350 1320

Tabela 4 - Propriedades do material dos calços [35]

É de referir que o CIVA não tem em conta as possíveis reflexões que possam haver nas

paredes laterias do calço, e como tal, a construção real do calço foi um pouco diferente da modelada

para evitar este problema (ver 4.1.1).

3.5. Modelação do feixe

A modelação do feixe foi um dos cernes do trabalho de modelação, juntamente com a deteção

de descontinuidades. Ao trabalhar com um programa de modelação, o utilizador tem de primeiro

tentar perceber quais são os princípios do software e como o deve usar para poder calcular e produzir

os resultados que pretende. Como engenheiro é fundamental ter presente o sentido crítico e a

capacidade de compreender e avaliar os resultados obtidos, tendo em conta que a simulação é

apenas uma ferramenta de auxílio à compreensão da realidade.

Portanto, foi necessário despender algum tempo a explorar o CIVA para avaliar qual a melhor

abordagem para o caso em estudo e então delinear a estratégia a seguir. Assim, depois de modelar o

bloco no CIVA e de introduzir as características das sondas e dos calços, modelou-se o feixe

acústico. Na modelação do feixe acústico é preciso considerar e avaliar muitos fatores, como tal, para

o modelar seguiu-se cada uma das etapas descritas a seguir, embora não representem uma ordem,

pois há que conjugar os vários fatores em simultâneo.

36

3.5.1. Pressão acústica

Para modelar um feixe acústico uma das primeiras coisas a ter em conta é a distribuição da

sua pressão acústica. Durante uma inspeção a condição ideal é transmitir o máximo de onda sonora

para a peça e receber a maior quantidade possível de energia refletida por uma descontinuidade,

pretendendo-se desta forma obter o máximo de amplitude possível na resposta de uma

descontinuidade para garantir a sua detetabilidade. Assim, é necessário encontrar as condições que

conduzem a uma maior pressão acústica na zona a inspecionar.

Os fatores de que depende a pressão acústica são a abertura ativa e a frequência da sonda, as

características da peça a inspecionar e a orientação do feixe que está relacionado com a focalização

do feixe. A pressão acústica será maior quanto maior for a frequência da sonda e/ou quanto maior for

a abertura ativa da sonda, isto é, quanto mais elementos se utilizarem ou quanto maiores eles forem.

A velocidade do som dos materiais das peças também vai influenciar a pressão acústica uma vez que

afeta a forma como o feixe se propaga. Por último, com uma pressão acústica maior, o rácio

sinal/ruido vai aumentar.

As sondas a utilizar no caso em estudo têm frequências diferentes, portanto só com este fator

já vão dar diferentes pressões acústicas. Para além disso, todas as sondas têm elementos com

comprimentos e larguras (abertura passiva) diferentes, e por esta razão, é necessário calcular a

abertura ativa total de cada sonda, através da equação (12) (ver 2.4.6.3) para depois chegar a uma

abertura ativa que seja aproximadamente igual para todas as sondas, para permitir simular as

mesmas condições de modo a ser possível comparar resultados. Assim, na Tabela 5 estão descritos

os valores da abertura ativa total, isto é, com todos os elementos da sonda ativos, para as três

sondas em estudo.

Nº elementos

ativos, n

Comprimento do elemento, e,

[mm]

Intervalo entre elementos, g,

[mm]

Abertura ativa total

, (𝒏 × 𝒆) + 𝒈(𝒏 − 𝟏),

[mm]

2 MHz 32 1,25 0,25 47,75

3,25 MHz 20 1 0,2 23,8

5 MHz 32 0,4 0,1 15,9

Tabela 5 - Cálculo da abertura ativa total das sondas IMASONIC 6860(2 MHz), 12051(3,25 MHz) e 6672(5 MHz)

Ao analisar os valores da abertura ativa total, conclui-se que a sonda de 5 MHz limita as outras

sondas, uma vez que tem a menor abertura ativa total, de 15,9 mm. Como tal, há que encontrar o

número de elementos ativos nas outras duas sondas que satisfazem esta condição. Assim, depois de

efetuados os cálculos, chegou-se aos valores apresentados na Tabela 6, que são os valores mais

próximos de 15,9 mm.

37

Nº elementos

ativos, n

Comprimento do elemento, e,

[mm]

Intervalo entre elementos, g,

[mm]

Abertura ativa total , (𝒏 × 𝒆) + 𝒈(𝒏 − 𝟏),

[mm]

2 MHz 11 1,25 0,25 16,25

3,25 MHz 13 1 0,2 15,4

5 MHz 32 0,4 0,1 15,9

Tabela 6 - Cálculo de abertura ativa para as sondas IMASONIC 6860(2 MHz), 12051(3,25 MHz) e 6672(5 MHz) para tornar possível a comparação de resultados

Depois de feitos estes cálculos, procedeu-se à modelação no CIVA dos feixes de cada sonda,

através do módulo de Beam Computation. Para isso foi necessário começar por otimizar o tipo de

focalização, que é descrito a seguir.

3.5.1.1. Focalização

A focalização é um dos fatores que destinge o PA dos UT convencionais, como tal para

otimizar um feixe sonoro é crucial explorar os vários tipos de focalização. Pode dizer-se que a

focalização começa por se conseguir orientar o feixe. A orientação do feixe depende das

características da peça a inspecionar e das características do material de que é feita, no entanto, se

tivermos um feixe com uma boa pressão acústica na zona na área onde existem descontinuidades,

mas se este tiver uma orientação errada, vai haver perda de ecos e as descontinuidades não vão ser

detetadas. Neste caso, como se pretende inspecionar a zona que foi soldada, pretende-se focalizar

na zona do chanfro, mais especificamente na interface entre o chanfro e o material base.

Dentro do “Array settings” encontram-se as variáveis para definir o tipo de focalização. No

entanto, o tipo de focalização, vai ser restringido pelo próprio software em função dos materiais que

definimos para a peça. Assim, dos quatros tipos possíveis disponibilizados pelo CIVA: Single point

focusing, Multi-points focusing e Direction and depth scanning (local frame), optou-se pelo Multi-points

focusing por ser aquele que melhor se adaptou ao caso em estudo. Isto porque, o Single point

focusing apenas permite focar num ponto, o que acaba por ser insuficiente; entre o Multi-points

focusing e o Direction and depth scanning (local frame), descartou-se o último porque não permitia

que todas as leis fossem calculadas porque ou o último ponto estava focalizado fora da peça na

tentativa de que houvesse o máximo de pontos em cima da interface chanfro/material base ou o

último ponto estava na interface e era possível calcular todas as leis, mas eram poucos os pontos em

cima da interface. Assim, o Multi-points focusing demonstrou ser a melhor opção para a focalização

porque permitia colocar todos os pontos em cima da interface chanfro/material base, permitindo

calcular leis de atraso em que o feixe tem uma focagem mais precisa.

38

Figura 22 – Representação do Multi-points focusing à esquerda e respetivas leis focais à direita [35]

A aplicação do Multi-points focusing consiste em definir vários pontos de focalização na peça,

alinhados ou não alinhados. No caso em estudo optou-se por pontos alinhados, tendo que se definir a

posição do primeiro e do último ponto. Para definir estes pontos utilizaram-se as coordenadas locais

do sistema (Local Coordinates System) (Xlocal, Zlocal) em mm, sendo o eixo Y fixo. Este sistema de

coordenadas tem como origem o ponto de saída do feixe do calço, como exibe a Figura 23. De notar

ainda que, como a sonda está sempre em contato com a superfície da peça, o eixo Zlocal é coincidente

com o eixo Z (referencial da peça, eixo azul na Figura 23), pois o plano XYlocal é sempre coincidente

com o plano XY.

Figura 23 - Ilustração representativa das coordenadas locais do sistema com o ponto de focalização a azul

O referencial das coordenadas locais é solidário com o ponto de saída do feixe do calço, que é

dependente do número de elementos ativos, bem como da posição dos mesmos, por isso, a origem

do referencial varia em função destes parâmetros, mas acompanha o deslocamento do calço. No

entanto, é vantajoso utilizar este tipo de coordenadas, porque só é necessário definir os pontos uma

vez e ao aplicá-los a todas as simulações há a garantia de que os ângulos refratados do varrimento

são sempre iguais, criando assim um padrão que permite fazer uma comparação equitativa dos

resultados obtidos.

Uma vez que com a sonda de 5 MHz é necessário usar todos os elementos para o varrimento,

foi com esta sonda que se definiram as coordenadas (Xlocal, Zlocal) indicativas para os dois pontos de

focalização, que foram posteriormente tidos em conta nas outras duas sondas. Tendo em conta que

se pretende focalizar na interface chanfro/material base, para definir o primeiro ponto procurou-se o

ponto mais profundo da interface, obtendo-se para primeiro ponto o (9; 7,9). Depois de definido este

ponto, foi necessário calcular o ângulo refratado deste (equação (14)) tendo em conta a Figura 24.

Para garantir que as ondas se propagam com um módulo longitudinal, o ângulo de varrimento deve

começar acima dos 35°, por causa do primeiro ângulo critico para as ondas transversais e não deve

39

ultrapassar os 77° para o caso em estudo, porque acima dos 77-78º o som não tem energia acústica

suficiente, e por este motivo é necessário calcular os ângulos refratados para averiguar se estão

dentro desta gama.

Figura 24 - Representação das coordenadas locais para o primeiro ponto, com o ângulo (I) e (R)

tan(𝑅) =

𝑋𝑙𝑜𝑐𝑎𝑙

𝑍𝑙𝑜𝑐𝑎𝑙

⇔ tan(𝑅) =9

7,9⇔ 𝑅 = tan−1 (

9

7,9) ⇔ 𝑅 = 48,7° (14)

Como tal, o primeiro ponto, denominado ponto um, tem um ângulo refratado de

aproximadamente 49°, que se encaixa dentro dos valores possíveis para os ângulos de varrimento.

Para o último ponto, denominado ponto dois, foi necessário ir testando vários pontos de forma a que

ficassem na interface e cada vez mais próximos da superfície, para garantir uma maior extensão de

volume inspecionado. Desta forma, chegou-se ao ponto (12,1; 2,6) que tem um ângulo refratado de

aproximadamente 78°, embora ultrapasse ligeiramente os 75°. Assim, definiram-se os ângulos de

varrimento para o caso em estudo entre os 49° e os 78°.

Para as outras duas sondas, foi necessário avaliar qual seria o primeiro elemento do

varrimento, uma vez que não se iam utilizar todos os elementos das sondas, de forma a garantir que

as coordenadas locais definidas anteriormente ficassem sob a interface chanfro/material base.

Recomenda-se que o primeiro elemento ativo esteja o mais perto possível do chanfro, uma que

possibilita a aproximação do feixe ao mesmo. Para a sonda de 3,25 MHz, usando treze elementos

ativos, o primeiro elemento ativo do varrimento foi o primeiro elemento da sonda. No caso da sonda

de 2 MHz, com onze elementos ativos, o primeiro elemento ativo do varrimento foi o quarto elemento

da sonda, porque usando o primeiro, os pontos de focalização localizavam-se para lá do meio do

chanfro, chegando-se ao quarto elemento da sonda através de um processo iterativo.

Depois de definidos o primeiro e o último ponto de focalização, há que selecionar quantos

pontos focais possui o varrimento. Cada ponto focal está associado a um disparo, e cada disparo está

associado a uma lei de “atraso”. Estes pontos devem ser os suficientes para garantir que se cobre

toda a área que se pretende focar e que não se sobrecarrega o software de inspeção, pois quantos

mais pontos existirem menor é a velocidade de aquisição. O número pontos deve também ser

otimizado de forma a ter o maior número de ângulos no intervalo. Assim, definiu-se o varrimento com

59 pontos (incluindo o primeiro e último ponto), ou seja, disparos, representando cada disparo meio

ângulo. Porém, antes de se selecionar o tipo de focalização, os elementos ativos e os pontos focais,

predefiniu-se a sequência do varrimento como unisequencial (os elementos ativos são excitados em

40

simultâneo, numa única sequência) sendo os elementos de transmissão os mesmo que os de

receção.

3.5.1.2. Distribuição da pressão acústica

Tendo em consideração todos os parâmetros descritos anteriormente, a última coisa a

estabelecer para se poder efetuar as simulações é a janela de simulação, que foi definida exatamente

com as mesmas dimensões e com as mesmas coordenadas (da peça) para todos os casos em

estudo, para que na análise comparativa entre as diferentes sondas esteja assegurada a equivalência

dos pontos da análise.

Através dos resultados obtidos nas simulações realizadas, procedeu-se à análise da

distribuição da pressão acústica analisando a forma do feixe e comparando a amplitude máxima de

cada sonda, para os ângulos refratados de 49°, 60°, 70° e 78°. Para isso, calculou-se quais eram os

pontos focais que correspondiam a estes ângulos, através da equação (14).

Para o ângulo (R) de 49°, o resultado da simulação do feixe para inspeção do bloco de

demonstração com 8 mm de espessura utilizando a sonda de 2 MHz, 3,25 MHz e 5 MHz é

respetivamente o da Figura 25 (a), (b) e (c), onde é visível a área coberta pelo feixe.

Figura 25 - Simulação do feixe com ângulo (R) de 49° utilizando a sonda de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz na inspeção do bloco de demonstração (8 mm de espessura)

Nas Figuras 26, 29, 32 e 35 são apresentados os feixes das três sondas, através de um gráfico

de largura (eixo X) em função da espessura (eixo Z), ambos em mm, da janela de inspeção, com a

respetiva área focal calculada com uma perda de amplitude em relação ao ponto máximo de -3 dB.

Este gráfico representa a distribuição da pressão acústica ao longo da peça para a janela de

inspeção selecionada. Através dos gráficos destas figuras é possível avaliar a forma do feixe e a zona

de maior pressão acústica, representada pela cor azul clara, o que permite analisar o comportamento

destes.

Para efetuar a leitura dos resultados selecionou-se um ponto na Figura 25 que tivesse o ângulo

(R) e se encontrasse numa zona próxima da interface chanfro/material base, mas já no interior do

chanfro. Depois foi feita a sua sobreposição na Figura 26, uma vez que esta não possui a

representação do chanfro. Na Figura 26 este ponto tem as coordenadas (10,5; 7,653). Para facilitar a

compreensão durante a análise que se segue, este ponto denomina-se de ponto de focalização. Este

foi selecionado da mesma forma para os outros ângulos (R) em estudo, tendo por isso diferentes

coordenadas que não são relevantes para a análise.

41

Este ponto representa a zona em que se pretende focar o feixe e para que isso aconteça a

pressão acústica tem de ser maior nessa zona, ou seja, tem de estar azul clara. Quanto à área focal,

pretende-se que o ponto esteja no seu interior, o que se verifica para os três casos da Figura 26, e

que seja a maior possível, porque isso significa que num disparo se consegue inspecionar mais área,

o que pode permitir reduzir o número de disparos tornando a inspeção mais rápida. Analisando a

Figura 26(a) observa-se que apesar do ponto estar no interior da área focal do feixe da sonda de 2

MHz, a zona mais intensa encontra-se à superfície da peça e não em torno do ponto; assim, apesar

deste feixe ser mais largo do que o de (b) e de (c) e de ter a maior área focal, não representa as

condições ideias. Pelo contrário, o feixe da sonda de 3,25 MHz, representado na Figura 26(b), tem

maior intensidade acústica no ponto, e por outro lado a sua forma é mais concentrada à volta deste,

não tendo praticamente pressão acústica à superfície da peça. Já o feixe da Figura 26(c) que

corresponde à sonda de 5 MHz, apesar de ser mais intenso próximo do ponto, também tem alguma

pressão acústica na superfície da peça e possui a área focal mais pequena. Entre o resultado (b) e

(c), o (b) é o que está mais próximo das condições ideias, com uma área focal maior, com maior

intensidade acústica e praticamente em cima do ponto e com um feixe mais concentrado.

Figura 26 – Representação da distribuição da pressão acústica para os 49° das sondas de (a) 2 MHz, de (b) 3,25 MHz e de (c) 5 MHz

42

O CIVA calcula os valores da amplitude do feixe sonoro, para o ponto de focalização

estabelecido na Figura 26 com o ângulo (R) de 49º, obtendo-se o gráfico da Figura 27, que

representa o eixo Z da janela de inspeção em mm, ou seja, profundidade ou espessura da peça, em

função da evolução da amplitude em dB para a sonda de 2 MHz, 3,25 MHz e 5 MHz, correspondendo

respetivamente à linha azul, preta e vermelha. A Figura 27 permite fazer uma análise mais

quantitativa do que a Figura 26. Assim, espera-se que a sonda de 2 MHz tenha uma amplitude

relativa de 5,2 dB e a de 5 MHz de 8,3 dB, ambas em relação à sonda de 3,25 MHz. Sendo que se

pretende ter o máximo de amplitude possível na zona de focalização, a sonda que obtém melhor

resultado é a de 3,25 MHz, seguindo-se a de 2 MHz e por último a de 5 MHz.

Figura 27 - Gráfico espessura (mm) da chapa vs evolução da amplitude (dB) a 49°, estando representados os valores das amplitudes relativas das sondas de 2 MHz e 5 MHz em relação à sonda de 3,25 MHz,

relativamente ao ponto de focalização

A Figura 28 (a), (b) e (c) representa o resultado da simulação para o ângulo (R) de 60° para

inspeção do bloco de demonstração com 8 mm de espessura, onde é visível a área coberta pelo

feixe, respetivamente da sonda de 2 MHz, 3,25 MHz e 5 MHz.


Considerando os critérios tidos em conta anteriormente, selecionou-se o ponto de focalização

na Figura 29 para o feixe sonoro com ângulo (R) de 60° das sonda de 2 MHz, 3,25 MHz e 5 MHz,

representadas respetivamente pela Figura 29 (a), (b) e (c). Observando a Figura 29(a) constata-se

43

que a zona de maior intensidade acústica é pequena em relação ao restante feixe e que não está

próxima do ponto de focalização, além do mais, o ponto está fora da área focal, o que revela logo à

partida que este resultado não possui as condições ideias, porque a focalização não está a ser feita

onde se pretendia. Pelo contrário, tanto na Figura 29(b) como a (c) é visível que o ponto se encontra

dentro da área focal e que a zona mais intensa se encontra sobre o ponto. No entanto para este

ângulo de refração a sonda de 3,25 MHz também apresenta alguma pressão acústica na superfície

da peça, mas a sonda de 5 MHz tem mais pressão acústica nessa zona e está mais dispersa; para

além do mais, a de 3,25 MHz continua a ter uma área focal maior relativamente à de 5 MHz. Como

tal, a Figura 29(b), relativa à sonda de 3,25 MHz, é a que possui o melhor feixe para o caso em

estudo.

Figura 29 - Representação da distribuição da pressão acústica para os 60° das sondas de (a) 2 MHz, de (b) 3,25 MHz e de (c) 5 MHz

A partir da Figura 30, para o ponto correspondente ao ângulo (R) de 60° da Figura 29, prevê-se

que a sonda de 2 MHz, representada pela linha azul, tenha uma amplitude relativa de 4,6 dB e que a

sonda de 5 MHz, representada pela linha vermelha, tenha uma amplitude relativa de 7,5 dB, em

relação à sonda de 3,25 MHz representada pela linha preta, que é a que apresenta um maior valor de

amplitude. Mais uma vez a sonda com melhor resultado é a de 3,25 MHz. Por outro lado, estes

gráficos estão de acordo com o observado na Figura 29, pois o gráfico a azul é o que tem menor

44

variação relativa ao longo da espessura, o que está de acordo com a configuração do feixe

apresentado na Figura 29; no caso do gráfico vermelho, este também coincide com a menor variação

relativa ao longo da espessura.

Figura 30 - Gráfico espessura (mm) da chapa vs evolução da amplitude (dB) a 60°, onde estão representados os valores das amplitudes relativas das sondas de 2 MHz e 5 MHz em relação à sonda de

3,25 MHz

Para o ângulo (R) de 70°, as simulações obtidas para inspeção do bloco de demonstração com

8 mm de espessura utilizando a sonda de 2 MHz, 3,25 MHz e 5 MHz foram as apresentadas

respetivamente na Figura 31 (a), (b) e (c), onde é visível a área coberta pelo feixe.


Analisando a Figura 32, observa-se onde está localizado o ponto de focalização que foi

selecionado para o feixe sonoro correspondente ao ângulo (R) de 70° para as três sondas. No caso

da sonda de 2 MHz, observa-se na Figura 32(a) que o feixe sonoro está muito disperso e que apesar

de o ponto de focalização estar dentro da área focal, a zona de maior pressão acústica encontra-se

na superfície da peça e não em torno do ponto; para além disso, em relação às outras duas sondas, o

seu feixe tem a menor zona de maior pressão acústica. Comparando os feixes sonoros da sonda de

45

3,25 MHz com a de 5 MHz, através das Figura 32 (b) e (c), respetivamente, verifica-se que em ambos

os casos, o ponto de focalização se encontra na área focal e que a zona de maior pressão acústica

se encontra em torno deste; no entanto, mais uma vez, a sonda de 3,25 MHz exibe uma área focal

maior do que a de 5 MHz. Assim, conclui-se mais uma vez que a sonda de 3,25 MHz tem o melhor

feixe sonoro para o caso em estudo.

Figura 32 - Representação da distribuição da pressão acústica para os 70° das sondas (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz

Observando o gráfico da Figura 33, retiram-se os valores de amplitude relativa de 3,9 dB e 7,2

dB respetivamente para a sonda de 2 MHz e de 5 MHz, ambos em relação à amplitude máxima da

sonda de 3,25 MHz. Estes resultados são os estimados pela simulação para o ângulo (R) de 70°,

verificando-se que tal como para os ângulos descritos anteriormente, a sonda de 3,25 MHz evidencia

o melhor resultado.

46


3,25 MHz

Por último, para o ângulo (R) de 78°, a simulação do feixe para inspeção do bloco de

demonstração com 8 mm de espessura utilizando a sonda de 2 MHz, 3,25 MHz e 5 MHz é

respetivamente o das Figura 34 (a), (b) e (c), onde é visível a área coberta pelo feixe.


Através dos resultados da Figura 35 constata-se qual é o ponto de interesse para o ângulo (R)

de 78° e é possível retirar conclusões sobre os três feixes sonoros, tal como foi feito anteriormente.

Em relação à sonda de 2 MHz, observa-se através da Figura 35 (a), que o ponto de focalização se

encontra fora da área focal e que a zona de maior pressão acústica, para além de ser muito pequena,

situa-se na superfície da peça longe do ponto de focalização; mais uma vez esta sonda não

apresenta bons resultados para o caso em estudo. Para as sondas de 3,25 MHz e 5 MHz, analisando

respetivamente as Figura 35 (b) e (c), observa-se que o feixe sonoro da primeira é mais largo e tem

uma zona de maior pressão acústica mais larga do que a da segunda; no entanto, apesar de em

ambos os casos o ponto de focalização se encontrar dentro da área focal, para a sonda de 3,25 MHz,

a zona em torno do ponto tem maior pressão acústica. Por outro lado, é de notar que em relação aos

47

ângulos anteriores, é a primeira vez que o feixe da sonda de 5 MHz vai perdendo pressão acústica

com o aumento da profundidade do feixe na peça, pois a cor azul vai ficando mais escura. Assim,

estando já excluída a sonda de 2 MHz, a sonda que exibe o melhor feixe é a de 3,25 MHz, porque

possui uma área focal maior e mais intensa do que a de 5 MHz.

Figura 35 - Representação da distribuição da pressão acústica para 78° das sondas (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz

Com os valores do gráfico da Figura 36, relativos ao ponto de focalização da Figura 35,

conclui-se que a melhor sonda para o ângulo (R) de 78° é a sonda de 3,25 MHz. Isto porque para a

sonda de 2 MHz e de 5 MHz, os valores espectáveis de amplitude relativa são 3,4 dB e 7,5 dB,

respetivamente, em relação à sonda de 3,25 MHz.

48


3,25 MHz

Nas simulações, a sonda que apresenta um feixe com melhor desempenho para todos os

ângulos de varrimento em estudo é a de 3,25 MHz.

3.6. Caracterização de descontinuidades

Uma vez estudados os parâmetros que influenciam o campo acústico e analisado e

caracterizado o comportamento dos feixes sonoros, resta averiguar a sensibilidade dos feixes na

deteção de descontinuidades. A simulação da interação do feixe com as descontinuidades

espectáveis de encontrar num determinado caso prático, é um passo essencial para a otimização de

um procedimento de inspeção. Através deste estudo é possível examinar a influência do tipo,

tamanho, localização e orientação de uma descontinuidade na interação feixe-descontinuidade,

possibilitando uma análise qualitativa e quantitativa dos resultados previstos, avaliando desta forma a

capacidade de deteção e dimensionamento das descontinuidades por parte do feixe sonoro.

A partir do módulo Inspection Simulation, modelaram-se no CIVA algumas das

descontinuidades presentes no bloco de demonstração, para estudar a caracterização das

descontinuidades. O primeiro objetivo desta etapa consiste em perceber se com as características

definidas no ponto anterior para definir os feixes, se consegue detetar as descontinuidades; e o

segundo é avaliar de que forma as sondas as detetam, isto é, como é a resposta das sondas às

descontinuidades consoante as suas dimensões e posição no bloco. Assim, pretende-se encontrar o

feixe que deteta as descontinuidades com uma maior amplitude.

49

Estão disponíveis vários tipos de descontinuidades para a simulação. As descontinuidades

simuladas foram retângulos planares que são representativos das descontinuidades previstas de se

encontrarem ao longo da soldadura para o caso em estudo. Assim, foram simulados três casos de

descontinuidades, todos com 1 mm de altura, posicionados de acordo com as Figuras 37, 40 e 43.

Descontinuidade A:

Para facilitar a análise, à descontinuidade presente na Figura 37 é atribuída a designação de

descontinuidade A. Esta descontinuidade faz parte do bloco de demonstração e foi modelado de

acordo com o anexo A.

Figura 37 - Posição da descontinuidade A (a vermelho) no bloco de demonstração em mm

Os S-scans da descontinuidade A resultantes da simulação para as três sondas com os

parâmetros definidos no ponto 3.5.1. estão presentes na Figura 38. Um S-scan é um varrimento

sectorial que representa uma vista da secção transversal da peça inspecionada e é construído pelo

software a partir dos A-scans de cada disparo efetuado, isto é, é o resultado de todos os disparos

juntos, representando também todos os ângulos refratados. Estes S-scans mostram a posição

relativa da descontinuidade e a sua profundidade, uma vez que o eixo horizontal corresponde à

largura da peça e o eixo vertical à profundidade da peça. Nestes gráficos as zonas a azul claro são as

zonas de maior amplitude, e como tal, representam a zona da descontinuidade que reflete mais

energia de toda aquela que regressa à sonda.

50

Figura 38 - S-scan da descontinuidade A utilizando a sonda de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz

Examinando o resultado da sonda de 2 MHz através da Figura 38(a) constata-se que apesar

de a sonda detetar a descontinuidade não a consegue localizar corretamente, apresentando dois

ecos e também por este motivo não consegue dimensionar corretamente a descontinuidade, para

além do facto de os ecos serem demasiado grandes em relação ao tamanho real da descontinuidade.

Pelo contrário, as sondas de 3,25 MHz e 5 MHz, correspondendo respetivamente à Figura 38 (b) e

(c), detetam a descontinuidade e localizam-na corretamente, sendo que a diferença entre as suas

respostas está no dimensionamento da descontinuidade. A sonda de 5 MHz aparentemente

dimensiona melhor a descontinuidade, uma vez que apresenta um eco mais concentrado e mais

pequeno do que a sonda de 3,25 MHz. Este resultado é o previsto, tendo em conta os feixes

analisados anteriormente, em que o feixe sonoro da sonda de 5 MHz era mais estreito do que o da

sonda de 3,25 MHz. No entanto, é de notar que nesta modelação, a sonda de 5 MHz tem todos os

elementos da sonda ativos, enquanto a sonda de 3,25 MHz só tem treze elementos ativos dos vinte

que tem. Assim, apenas pela Figura 38 poderia concluir-se que a sonda que deteta melhor a

descontinuidade é a de 5 MHz, no entanto, esta análise qualitativa não é suficiente para chegar a

uma conclusão, como tal, é necessário recorrer a um resultado que obtenha valores quantitativos. Por

isso, o outro resultado da simulação que se tem de analisar são os A-scans presentes na Figura 39.

A Figura 39 é o A-scan (tempo de percurso (µs) em função da amplitude (dB)) calculado pelo

CIVA para as três sondas, referente à descontinuidade A. Este A-scan é relativo à resposta de

máxima amplitude de cada sonda para esta descontinuidade, correspondente aos pontos presentes

na Figura 38. Através deste gráfico é possível comparar a variação de amplitude entre os três casos,

através dos valores de amplitude relativa em dB. Por outro lado, os gráficos aparecem desfasados

uns dos outros porque o tempo de percurso do som até encontrar a descontinuidade também

depende da altura do calço, e no caso em estudo os calços têm alturas diferentes entre si.

51

Figura 39 - A-scan (tempo de percurso (µs) vs amplitude (dB)) da simulação da descontinuidade A

Analisando os A-scans para a descontinuidade A, a sonda de 3,25 MHz é a que tem maior

amplitude, seguida da de 2 MHz e por fim a de 5 MHz. Estes resultados estão de acordo com os

resultados das amplitudes dos feixes analisados no ponto 3.5.1.2, isto é, os feixes com mais energia,

logo mais amplitude, são os que se espera que tenham mais amplitude na resposta da deteção de

uma descontinuidade. Os valores de perda de amplitude em relação à sonda de 3,25 MHz, para as

outras duas sondas representam o ganho em dB que seria necessário fornecer-lhes para que

tivessem a mesma amplitude da de 3,25 MHz; porém, quanto maior for o ganho imposto, mais ruido o

sinal vai ter.

Assim, a partir dos valores de perda de amplitude calculados pelo CIVA, presentes na Figura

39, calculou-se através da equação (15) os valores equivalentes à percentagem de ecrã presentes na

Tabela 7, isto porque numa inspeção real a escala vem em percentagem de ecrã, e assim pode-se

fazer uma comparação entre os resultados simulados e os obtidos na validação experimental.

𝑑𝐵 = 20 log10 (

𝐴0

𝐴1

) ⇔ 7 = 20 log10 (100

𝐴1

) ⇔ 𝐴1 =100

10(7 20⁄ )⇔ 𝐴1 = 44,7% (15)

Sondas Perda de amplitude [dB] Perda de amplitude [% de ecrã]

2 MHz 7 45

3,25 MHz 0 100

5 MHz 10,9 29

Tabela 7 – Valores de perda de amplitude (em dB e em % de ecrã) em relação à sonda de 3,25 MHz, retirados do A-scan da descontinuidade A para as três sondas

52

Descontinuidade B:

A descontinuidade presente na Figura 40, denominada descontinuidade B, também foi

simulada no CIVA de acordo com as dimensões do Anexo A.

Figura 40 - Posição da descontinuidade B (a vermelho) no bloco de demonstração em mm

Para a descontinuidade B, os S-scans resultantes da simulação utilizando as três sondas são

os da Figura 41. A sonda de 2 MHz consegue detetar a descontinuidade, como se observa na Figura

41(a) e também a localiza no sítio correto, no entanto, não consegue dimensionar corretamente a

descontinuidade, uma vez que pela imagem se verifica que a descontinuidade está

sobredimensionada no eco. No caso das sondas de 3,25 MHz e 5 MHz analisando respetivamente a

Figura 41(b) e (c), observa-se que ambas as sondas detetam e localizam corretamente a

descontinuidade, mas a sonda de 5 MHz dimensiona melhor a descontinuidade do que a sonda de

3,25 MHz. Assim, há que ter em conta o que foi referido anteriormente e pela análise dos S-scans, a

sonda de 5 MHz é a que tem um melhor resultado.

Figura 41 - S-scan da descontinuidade B utilizando a sonda de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz

O A-scan referente à descontinuidade B é o da Figura 42 e através da sua análise a sonda de

3,25 MHz é a que tem maior amplitude, seguindo-se a sonda de 2 MHz e por último a de 5 MHz. Mais

53

uma vez estes resultados estão coincidentes com os resultados dos feixes, concluindo-se que a

melhor sonda para inspecionar o caso em estudo é a de 3,25MHz.

Figura 42 - A-scan (tempo de percurso (µs) vs amplitude (dB)) da simulação da descontinuidade B

Tal como para a descontinuidade A através da equação (15) também foi calculada a perda de

amplitude em percentagem de ecrã para a descontinuidade B a partir dos valores presentes no A-

scan da Figura 42, estando ambos os valores na Tabela 8.


2 MHz 7 45

3,25 MHz 0 100

5 MHz 10,5 30

Tabela 8 – Valores de perda de amplitude (em dB e em % de ecrã) em relação à sonda de 3,25 MHz, retirados do A-scan da descontinuidade B para as três sondas

Descontinuidade C:

A última descontinuidade modelada é a descontinuidade C caracterizado pela Figura 43, com

as dimensões em mm, e de acordo com o Anexo A.

Figura 43 - Posição da descontinuidade C (a vermelho) no bloco de demonstração

54

Analisando a Figura 44(a) referente ao S-scan da descontinuidade C utilizando a sonda de 2

MHz observa-se que esta deteta a descontinuidade, mas não a localiza nem dimensiona

corretamente, uma vez que o eco está muito disperso e a sua zona de maior amplitude, a azul claro,

se encontra na interface chanfro/material base e não no interior do chanfro onde a descontinuidade

se encontra na realidade. No caso da sonda de 3,25 MHz, através da Figura 44(b) é visível que esta

deteta a descontinuidade e indica corretamente a sua localização, porém o eco está

sobredimensionado em relação ao tamanho real da descontinuidade; contudo, neste S-scan é

percetível outro eco, além do eco da descontinuidade, que tem menos pressão acústica e que

corresponde à parede do chanfro, isto é, à interface chanfro/material base. Por fim, para a sonda de 5

MHz observa-se na Figura 44(c) que esta também deteta dois ecos: o da parede do chanfro e o da

descontinuidade, sendo que em relação à descontinuidade esta a consegue localizar quase

corretamente. Assim, no caso da descontinuidade C apesar de a sonda de 5 MHz ter um eco mais

pequeno do que a de 3,25 MHz, este aparenta estar um pouco mais disperso. No entanto, mais uma

vez é necessário recorrer ao A-scan para chegar a alguma conclusão.

Figura 44 - S-scan da descontinuidade C utilizando a sonda de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz

Para a descontinuidade C o seu A-scan correspondente às três sondas é o da Figura 45.

Através dele observa-se que mais uma vez a sonda com maior amplitude é a de 3,25 MHz, depois a

de 2 MHz e por último a de 5 MHz. Assim, constata-se que estes resultados estão de acordo com os

analisados para os feixes e que é novamente a sonda de 3,25 MHz a que apresenta um melhor

resultado para o caso a inspecionar.

55

Figura 45 - A-scan (tempo de percurso (µs) vs amplitude (dB)) da simulação da descontinuidade C

Os valores da perda de amplitude em percentagem de ecrã calculados através da equação

(15) e retirados a partir da Figura 45 estão na Tabela 9.


2 MHz 2 79

3,25 MHz 0 100

5 MHz 17,8 13

Tabela 9 - Valores de perda de amplitude (em dB e em % de ecrã) em relação à sonda de 3,25 MHz, retirados do A-scan da descontinuidade C para as três sondas

Chegou-se à conclusão que a sonda de 3,25 MHz focalizada mecanicamente apresenta um

melhor desempenho em relação às outras, tanto na propagação do feixe acústico como na deteção

de descontinuidades.

3.7. Otimização da sonda de 3,25 MHz

No estudo descrito anteriormente utilizou-se uma sonda de 3,25 MHz focalizada

mecanicamente, tendo sido feito previamente uma avaliação, que é descrita em seguida, e que teve

como base apenas o comportamento do feixe através da análise da pressão acústica para as sondas

de 3,25 MHz com e sem focalização mecânica. As imagens dos feixes acústicos e os gráficos de

amplitude para cada ângulo de varrimento encontram-se no anexo B. Na Tabela 10 encontra-se uma

comparação entre os valores de perda de amplitude para cada ângulo da sonda focalizada e da não

focalizada mecanicamente.

56

Perda de amplitude [dB] para os ângulos de varrimento em estudo

49° 60° 70° 78°

3,25 MHz focalizada

0 0 0 0

3,25 MHz não focalizada

7,6 6,9 6,3 6

Tabela 10 – Resultados da modelação entre a sonda de 3,25 MHz com e sem focalização mecânica, utilizando 13 elementos ativos

Conclui-se que a sonda não focalizada mecanicamente tem valores de perda de amplitude

significativos em relação à sonda focalizada, tendo esta última valores de amplitude maiores nas

zonas onde se pretende focalizar. Como tal, ao utilizar uma sonda com focalização mecânica

consegue-se obter um feixe acústico com mais energia, logo com maior pressão acústica do que

utilizando uma sonda não focalizada mecanicamente.

A sonda de 3,25 MHz foi modelada com 13 elementos ativos, para que pudesse ser feita uma

comparação de resultados entre as três sondas em estudo (2, 3,25 e 5 MHz), como referido

anteriormente. No entanto, esta sonda ainda pode ser otimizada para a aplicação em causa. Quanto

maior é o número de elementos ativos, maior será a pressão acústica, aumentando-se assim a

detetabilidade e a sensibilidade de dimensionamento de descontinuidades. Ao ter mais elementos

ativos, a pressão acústica aumenta porque existem mais feixes individuas, no entanto tem de haver

tempo suficiente para haver uma interferência construtiva entre eles de modo a que o feixe acústico

se forme e que tenha uma boa pressão acústica na zona/ponto onde se pretende focalizar o feixe.

Por outro lado ao aumentar o número de elementos ativos da sonda o ponto de entrada do feixe na

peça vai estar mais afastado do início da sonda, estando assim mais afastado da soldadura, o que

implica ter de aumentar os ângulos de varrimento para se inspecionar a zona de interesse, sendo o

percurso do feixe maior, perdendo-se energia acústica. Assim, esta otimização passa por um

processo iterativo, não sendo suficiente a componente de modelação, de forma a aumentar para mais

de treze o número de elementos ativos, mas mantendo uma boa relação do compromisso ponto de

entrada do feixe na peça vs. distribuição do feixe acústico.

Deste modo, tendo em conta a minimização do ruido e a otimização do ponto de entrada na

peça, sendo este um fator critico, o melhor compromisso a que se chegou foi utilizar 16 elementos

ativos. Ao utilizar a sonda de 3,25 MHz com 16 elementos, o intervalo de profundidade de varrimento

é dos 2,9 aos 8 mm, enquanto com 13 elementos o intervalo é dos 2,6 aos 8 mm. No anexo B

encontram-se os resultados da modelação utilizando-se 16 elementos ativos.

3.8. Conclusão da modelação

As conclusões da análise efetuada aos feixes acústicos de cada sonda e à sua capacidade e

sensibilidade de deteção de descontinuidades são relatadas de seguida.

Um dos primeiros parâmetros que foi tido em conta neste estudo foi a frequência da sonda.

Das três frequências estudadas - 2, 3,25 e 5 MHz – a de 3,25 MHz foi a que apresentou melhores

57

resultados tanto a nível de pressão acústica do feixe como de detetabilidade de descontinuidades; a

sonda de 2 MHz não conseguia focalizar em profundidade, pois a concentração da pressão acústica

ficava à superfície da peça, apresentado também alguns problemas na deteção de descontinuidades;

e a sonda de 5 MHz apesar de ter melhores resultados que a de 2 MHz, não apresentou resultados

tão bons como a de 3,25 MHz. Conclui-se que estando a trabalhar com uma baixa espessura não é

necessário baixar muito a frequência por o material ser propício a atenuar o som, e assim com uma

frequência intermédia obtém-se a situação ideal, por um lado ganhando mais sensibilidade na

deteção em relação a uma sonda de baixa frequência e por outro diminui-se a atenuação dos 5 MHz

que se presumiu poder ser um benefício para espessura finas.

Quanto à dimensão da sonda, influenciada pelo tamanho dos elementos, conclui-se que

elementos com uma abertura passiva grande não são bons para inspecionar espessuras finas, como

ocorre na sonda de 2 MHz, e elementos com uma abertura passiva demasiado pequena também não,

como no caso da sonda de 5 MHz. Isto porque para se obter um bom resultado no caso em estudo é

necessário minimizar a abertura passiva garantido simultaneamente que ocorre uma interação

construtiva dos feixes individuais nas zonas onde se pretende focalizar. Como se pretende que o

feixe esteja o mais à frente possível, isto é, próximo da soldadura, conclui-se que a melhor opção é a

sonda de 3,25 MHz.

Outra conclusão muito importante é que com a utilização da focalização mecânica nas sondas

obtêm-se resultados significativamente superiores em relação à utilização de sondas não focalizadas.

Isto porque se consegue focalizar o feixe a maiores profundidades e de uma forma mais concentrada,

garantido que há uma interação construtiva dos feixes, fazendo com que o ponto de focalização seja

mais pequeno, aumentando assim a pressão acústica nesse ponto, que por sua vez aumenta a

sensibilidade de deteção de descontinuidades.

Nesta modelação nunca se teve em conta a atenuação, sendo a relação sinal/ruído

estabelecida apenas nos ensaios experimentais. Por fim, espera-se que nos ensaios experimentais a

sonda que detete melhor e dimensione melhor as descontinuidades seja a de 3,25 MHz com 16

elementos ativos.


Neste capítulo foi feita uma breve introdução ao software de modelação CIVA, seguido de uma

descrição dos parâmetros a considerar e dos critérios a avaliar para o caso em estudo. A seleção das

sondas para este estudo e as respetivas justificações, também são expostas. Depois são

apresentados e discutidos os resultados da modelação. A partir desta análise foi possível estabelecer

as configurações de inspeção que serão validadas no capítulo seguinte.

58

4. Validação Experimental

Depois de modelado o caso em estudo, é crucial avaliar a fiabilidade dos resultados das

simulações através da validação experimental. Logo, neste capítulo são descritos os materiais e

equipamentos que foram utilizados para efetuar essa validação, o respetivo plano de aquisição, bem

como os resultados das aquisições da inspeção efetuada ao bloco de demonstração do caso em

estudo. Uma vez que foram utilizadas várias sondas para inspecionar várias descontinuidades, optou-

se por apresentar primeiro os resultados por descontinuidades e posteriormente fazer a análise de

resultados por sonda, encontrando-se estes separados por subcapítulos. Através desta análise

pretende-se validar os resultados da modelação e selecionar a sonda com maior sensibilidade de

deteção e dimensionamento das descontinuidades para o caso em estudo.

4.1. Material e equipamento utilizado

Na validação experimental utilizaram-se os materiais e equipamentos descritos de seguida:

Equipamento MultiX Phased Array

Sondas IMASONIC:

- 2 MHz, 32 elementos

- 3,25 MHz, 20 elementos

- 5 MHz, 32 elementos

Duas sondas creeping (CR) RTD de 2 MHz TR para austeníticos

Calços 21º

Bloco de demonstração: chapa de aço 9%Ni soldada a fios fluxados com Inconel®

Bloco de calibração: chapa de aço 9%Ni soldada a fios fluxados com Inconel®

Bloco calibração V2 (aço austenítico)

Scanner

Acoplante: água

Figura 46 - Equipamento MultiX Phased Array

MultiX é a designação comercial para o dispositivo de aquisição de dados de Phased Array e

geração de impulsos, fabricado pela M2M. Este equipamento tem uma arquitetura com 128 canais

em paralelo que podem ser multiplexados. O software do MultiX tem o módulo de simulação

59

semelhante ao CIVA que garante compatibilidade entre os modelos numéricos desenvolvidos neste

último, assim como a análise de aquisições realizadas experimentalmente.

As sondas utilizadas têm as características descritas no capítulo anterior (em 3.3.2.), sendo

estas montadas no calço de forma a que o primeiro elemento esteja na frente do calço (como mostra

a Figura 47).

Figura 47 – Sonda IMASONIC de (a) 2 MHz, (b) 3,25 MHz e (c) 5 MHz

O desenho técnico do bloco de calibração e o bloco de demonstração no qual foram realizadas

as aquisições encontram-se no anexo A.

4.1.1. Calços

4.1.1.1. Construção dos calços

Após a modelação dos calços procedeu-se à sua construção, sendo necessário um calço para

cada sonda, uma vez que as sondas têm dimensões e características diferentes. Porém, para a sua

construção foi necessário ter em conta no projeto que na prática podem haver reflexões nas paredes

laterais do calço, que não são tidas em conta nos resultados das simulações e que podem levar ao

aparecimento de ecos parasitas, podendo originar falsas indicações ou mascarar as reais. Este

problema é mais acentuado quando se utilizam ângulos (R) maiores. Para evitar este problema,

constroem-se calços com uma frente que não é totalmente vertical e com uma secção mais alta,

como mostra a Figura 48(a), de forma a que os ecos parasitas sejam desviados para essa secção e

não se consigam sobrepor a indicações relevantes. No entanto, outra forma de atenuar este problema

é através do amortecimento do calço, que é feito colocando um material de elevada atenuação nos

sulcos que foram criados na frente do calço, e que vai absorver os ecos parasitas.

Figura 48 - Calço desenvolvido: (a) modelação 3D e (b) real

60

Assim, depois de projetado o calço com adaptações das dimensões modeladas, procedeu-se à

sua construção e colocação do amortecimento, obtendo-se o calço da Figura 48(b).

4.1.1.2. Calibração dos calços

Um erro de algumas décimas de milímetros na altura (L4) e na distância L1 da sonda, que são

introduzidas no software para o cálculo das leis de atraso, é suficiente para que uma descontinuidade

seja erradamente localizada por milímetros. Essencialmente o que está em causa é determinar qual é

o ponto de saída do feixe do calço, para assim se saber qual é o tempo de percurso do som neste.

Assim, utilizam-se diversos blocos normalizados que devem estar devidamente calibrados, para

realizar a calibração em distância, e em que se conhece a distância que o som tem de percorrer e as

velocidades do som do material de que são feitos os blocos. Neste caso, utilizou-se o bloco V2

(Figura 49), que é feito de aço austenítico e tem uma dimensão mais pequena do que os blocos

comuns, para que o percurso do som seja mais pequeno, sendo deste modo mais semelhante ao que

acontece em chapas finas. Numa extremidade tem um raio de 25 mm e na outra de 50 mm,

adaptando-se assim a sondas mais pequenas ou a sonda maiores.

Figura 49 - Bloco de calibração V2 para aços austeníticos de baixas espessuras

4.2. Plano de aquisição

4.2.1. Parâmetros das sondas

A partir do estudo feito através da modelação é possível estabelecer as seguintes

configurações por sonda de PA, para serem testadas através da validação experimental:

Sonda 2 MHz:

Nº elementos ativos: 11

1º elemento ativo: 4º

Tipo de onda: Longitudinal

Tipo de varrimento: Multi-points focusing;

- Nº de shots/pontos focais: 34

61

Sonda 3,25 MHz, 13 elementos:






Sonda 3,25 MHz, 16 elementos:






Sonda 5 MHz:






Também foram utilizadas duas sondas creeping (CR) para detetar eventuais descontinuidades

à superfície, até 2,5 mm de profundidade, uma vez que as sondas PA não cobrem esta zona.

4.2.2. Plano de varrimento

A inspeção do bloco de demonstração foi feita com recurso a um scanner automatizado, de

modo a garantir uma velocidade constante e um movimento das sondas ao longo da superfície de

inspeção sem oscilações. Para além disso, este tem um encoder que permite que durante o

movimento do scanner as coordenadas do plano de inspeção sejam registadas na aquisição,

fornecendo a localização das descontinuidades no bloco de um modo preciso. O scanner realizou o

varrimento apenas com um movimento ao longo de um eixo, paralelo ao centro de soldadura (Figura

50), para cada conjunto de sondas. Foram montadas nos porta sondas do scanner duas sondas PA

da mesma frequência, uma dum lado da soldadura e outra do outro, sendo cada um dos lados

considerado como DS (down stream) e US (up stream), para que numa só aquisição se inspeciona-se

todo o volume de soldadura, e também duas sondas creeping (CR), como mostra a Figura 50. Assim,

com base neste plano de varrimento foram realizadas quatro inspeções/aquisições com base no

seguinte conjunto de sondas: uma com sondas de 2 MHz e CR, outra com sondas de 3,25 MHz com

13 elementos ativos e sondas CR, depois outra com sondas de 3,25 MHz com 16 elementos ativos e

sondas CR e por último uma com sondas de 5 MHz e CR.

62

Figura 50 - Esquema do plano de varrimento da inspeção: direção de inspeção e posição das sondas de Phased Array (PA) e das sondas creeping (CR) em relação ao lado US e DS

4.2.3. Painel de aquisição

A arquitetura paralela do MultiX permite que cada sonda possa suportar diferentes leis focais

em simultâneo. Isto permite reduzir a complexidade do sistema de inspeção por reduzir o número de

sondas. As características do bloco a inspecionar requerem o uso de diferentes leis focais aplicadas

em ambos os lados da soldadura, de modo a satisfazer os requisitos das normas API620:2013 e

EN14620-2.

O painel de aquisição, Figura 51, consiste no conjunto de diferentes leis focais, para as sondas

creeping e as sondas de PA, que se utilizaram para a inspeção em causa, sendo a partir dele que

depois se procede à análise dos resultados da inspeção. Cada sonda PA tem uma lei focal para

inspecionar a soldadura, outra lei para inspecionar o material base que envolve a soldadura e ainda

outra lei para monitorizar o acoplamento. Esta última garante uma monitorização constante do som

transmitindo e recebido, com registo contínuo, durante o movimento das sondas. Ao assegurar a

existência do acoplamento é possível garantir que as descontinuidades detetadas são reais e não

uma falsa indiciação.

Na Figura 51, na caixa vermelha está o acoplamento de cada sonda de PA, com um mapa de

cores a vermelho e a verde, representado a primeira ausência de acoplamento ou que a sonda não

está em contacto com a chapa e a segunda indica que há acoplamento; os dois mapas nas caixas

verdes são referentes a cada uma das sondas CR e são os C-scans destas; depois destas estão os

B-scans referentes às sondas de PA: em cima, nas caixas rosas as leis para inspecionar a soldadura

e em baixo, nas caixas a azuis as leis para o material base. A caixa preta contém o C-scan das

sondas PA, construído a partir da junção dos quatro B-scans anteriores, sendo que a janela da

esquerda é um zoom da janela da direita.

63

Figura 51 - Painel de aquisição para a inspeção em estudo

4.3. Resultados das aquisições

Neste subcapítulo são apresentadas as aquisições que foram obtidas no ensaio utilizando

sondas de PA e creeping, através dos A-scans, B-scans e C-scans. O primeiro objetivo da inspeção é

cobrir todo o volume de soldadura, e isso foi atingido uma vez que todas as descontinuidades do

bloco de demonstração (anexo A) foram detetadas.

Todas elas foram analisadas e dimensionadas, estando os resultados presentes na Tabela 11,

juntamente com os valores teóricos, ou seja, os valores que foram planeados na construção do bloco

de demonstração (anexo A) e os da análise da técnica de radiografia com raios-X (anexo C), sendo

estes últimos os valores de referência a serem comparados com os das aquisições para os valores

de comprimento e posição inicial; os valores de profundidade serão comparados com os valores

teóricos. A partir dos A-scans de cada sonda, foi possível determinar o início das descontinuidades

(na tabela posição inicial) e os seus comprimentos, utilizando para isso a técnica da queda de eco em

-6 dB. Esta técnica consiste em procurar o ponto máximo de amplitude da descontinuidade no A-

scan, e depois procurar a posição a cima e a baixo desse ponto em que há uma perda de amplitude

em relação ao ponto máximo de -6 dB (metade do máximo); a diferença entre estes dois pontos

indica o comprimento da descontinuidade. As profundidades a que se encontram as descontinuidades

foram retiradas a partir dos B-scans, que não são obtidos com sondas creeping.

Ao longo do subcapítulo é dado mais enfase às sondas de PA, porque o processo de validação

deste sistema consiste na análise da resposta às descontinuidades especificadas na modelação, para

verificar se estes resultados ocorrem na componente prática.

64

Dimensões das

descontinuidades

[mm]

Teórico Raios-X

Sondas UT

2 MHz 3,25 MHz

(13 elem)

3,25 MHz

(16 elem) 5 MHz Creeping

A

Posição inicial 250 255 253,22 252,8 254,63 255,78 -

Comprimento 15 15 19,79 15,25 15,21 15,06 -

Profundidade 7,5 - 6,99 7,33 7,31 8,1 -

B

Posição inicial 160 162 163,77 165,8 164,77 167,31 -

Comprimento 15 15 18,19 13,79 15,08 15,04 -

Profundidade 5 - 3,03 3,38 4,15 5,17 -

C

Posição inicial 135 137 139,42 138,92 138,45 140,27 -

Comprimento 10 8 15,06 9,13 10,57 10,62 -

Profundidade 5,75 - 4,51 5,25 5,34 5,5 -

D

Posição inicial 70 70 - - - - 71,22

Comprimento 15 14 - - - - 15,35

Profundidade 2,5 - - - - - -

E

Posição inicial 40 39 - - - - 41,95

Comprimento 15 15 - - - - 14,68


F

Posição inicial 345 350 - - - - 346,14

Comprimento 10 10 - - - - 10,85


Tabela 11 - Resultados das aquisições

4.3.1. Descontinuidade A

Os resultados da inspeção por PA obtidos na deteção da descontinuidade A, com as

características descritas no ponto 3.6., utilizando as sondas de 2 MHz, 3,25 MHz (13 elementos),

3,25 MHz (16 elementos) e 5 MHz são os apresentados respetivamente nas Figuras 52, 53, 54 e 55.

Nestas figuras são apresentados os A-scans, B-scans e C-scans de cada sonda.

65

Figura 52 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade A com a sonda de 2 MHz

Figura 53 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade A com a sonda de 3,25 MHz com 13 elementos

66

Figura 54 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade A com a sonda de 3,25 MHz com 16 elementos

Figura 55 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade A com a sonda de 5 MHz

Na Tabela 12 encontram-se os valores do dimensionamento da descontinuidade A, registados

a partir da análise dos resultados dos A-scans e B-scans de todas as sondas que a detetaram, bem

como os valores teóricos e da técnica de radiografia com raios-X. A tabela contém ainda o valor do

67

ângulo com maior intensidade de sinal retirado a partir dos B-scans a que corresponde a amplitude

máxima nos A-scans.

Descontinuidade

A

Posição inicial

[mm]

Comprimento

[mm]

Profundidade

[mm]

Ângulo

[°]

Amplitude máxima

[% de ecrã]

Teórico 250 15 7,5 - -

Raios-X 255 15 - - -

Sonda 2 MHz 253,22 19,79 6,99 63,3 32,82

Sonda 3,25 MHz,

13 elementos 252,8 15,25 7,33 53,1 66,14

Sonda 3,25 MHz,

16 elementos 254,63 15,21 7,31 57 57,43

Sonda 5 MHz 255,77 15,05 8,1 55 41,58

Tabela 12 - Localização, comprimento e profundidade da descontinuidade A e a amplitude máxima de deteção com o ângulo correspondente para as todas as sondas

4.3.2. Descontinuidade B

Na deteção da descontinuidade B, com as características descritas no ponto 3.6., os resultados

da inspeção por PA obtidos utilizando as sondas de 2 MHz, 3,25 MHz (13 elementos), 3,25 MHz

(16 elementos) e 5 MHz são os apresentados respetivamente nas Figuras 56, 57, 58 e 59.

Figura 56 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade B com a sonda de 2 MHz

68

Figura 57 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade B com a sonda de 3,25 MHz com 13 elementos

Figura 58 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade B com a sonda de 3,25 MHz com 16 elementos

69

Figura 59 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade B com a sonda de 5 MHz

Na Tabela 13 encontram-se os valores registados a partir da análise dos resultados dos A-

scans e B-scans das sondas PA relativas à descontinuidade B, bem como os valores teóricos e da

película de raios-X.

Descontinuidade

B

Posição inicial

[mm]

Comprimento

[mm]

Profundidade

[mm]

Ângulo

[°]

Amplitude máxima

[% de ecrã]

Teórico 160 15 5 - -

Raios-X 162 15 - - -

Sonda 2 MHz 163,77 18,19 3,03 80,4 36,17

Sonda 3,25 MHz,

13 elementos 165,8 13,79 3,38 75,3 48,24

Sonda 3,25 MHz,

16 elementos 164,77 15,08 4,15 73,5 57,05

Sonda 5 MHz 167,31 15,04 5,17 71,3 30,23

Tabela 13 - Localização, comprimento e profundidade da descontinuidade B e a amplitude máxima de deteção com o ângulo correspondente para as todas as sondas

70

4.3.3. Descontinuidade C

Os resultados da inspeção por PA obtidos na deteção da descontinuidade C, com as

características descritas no ponto 3.6., utilizando as sondas de 2 MHz, 3,25 MHz (13 elementos),

3,25 MHz (16 elementos) e 5 MHz são os apresentados respetivamente nas Figuras 60, 61, 62 e 63.

Figura 60 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade C com a sonda de 2 MHz

71

Figura 61 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade C com a sonda de 3,25 MHz com 13 elementos

Figura 62 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade C com a sonda de 3,25 MHz com 16 elementos

72

Figura 63 - (a) B-scan, (b) A-scan e (c) C-scan da descontinuidade C com a sonda de 5MHz

A Tabela 14 contém o registo dos valores da posição inicial, comprimento e profundidade, bem

como o valor do ângulo de maior intensidade de sinal a que corresponde a amplitude máxima da

descontinuidade C para cada uma das sondas. A tabela contém ainda os valores teóricos e os

valores retirados a partir da radiografia.

Descontinuidade

C

Posição inicial

[mm]

Comprimento

[mm]

Profundidade

[mm]

Ângulo

[°]

Amplitude máxima

[% de ecrã]

Teórico 135 10 5,75 - -

Raios-X 137 8 - - -

Sonda 2 MHz 139,42 15,06 4,51 77,1 26,71

Sonda 3,25 MHz,

13 elementos 138,92 9,13 5,25 70,8 35,91

Sonda 3,25 MHz,

16 elementos 138,45 10,57 5,34 71 40,08

Sonda 5 MHz 140,27 10,62 5,5 72 24,48

Tabela 14 - Localização, comprimento e profundidade da descontinuidade C e a amplitude máxima de deteção com o ângulo correspondente para as todas as sondas

4.3.4. Descontinuidade D

Na Figura 64 encontram-se os resultados da deteção da descontinuidade D obtidos com a

sonda creeping, através dos quais se obtiveram os valores da Tabela 11.

73

Figura 64 - (a) A-scan e (b) C-scan da descontinuidade D com a sonda creeping

4.3.5. Descontinuidade E

Através do A-scan e C-scan da Figura 65, correspondentes à sonda creeping na deteção da

descontinuidade E, foi possível obter os valores da Tabela 11.

Figura 65 - (a) A-scan e (b) C-scan da descontinuidade E com a sonda creeping

4.3.6. Descontinuidade F

Na Figura 66 encontram-se os resultados da deteção da descontinuidade F obtidos com a

sonda creeping, através dos quais se obtiveram os valores presentes na Tabela 11.

Figura 66 - (a) A-scan e (b) C-scan da descontinuidade F com a sonda creeping

74

4.4. Análise dos resultados

Em relação às sondas de PA todas detetaram as três descontinuidades - A, B e C - tal como

tinha sido previsto nos resultados da modelação. Posto isto, antes de se analisar os resultados

quantitativos há que ter em atenção que destas três descontinuidade a C é a menos favorável a ser

corretamente detetada por estar numa posição vertical, e por isso não está perpendicular à direção

do feixe sonoro, pelo que não reflete tão eficazmente o som como as outras duas descontinuidades

que se encontram posicionadas perpendicularmente ao feixe.

A sonda de 2 MHz apresenta bastante ruído na deteção de todas as descontinuidades, como

se observa nos C-scans. Este fenómeno não era espectável, uma vez que as baixas frequências

originam menos atenuação do que frequências mais altas. Isto pode ser explicado pelo facto de esta

sonda ter uma abertura passiva elevada, e como tal apesar da frequência ser baixa, está a introduzir

mais som na peça do que uma sonda que tenha elementos com uma abertura passiva menor. Para

além disso, o comprimento das três descontinuidades é sempre sobredimensionado com esta sonda.

Em relação à localização das descontinuidades, esta sonda indica a posição inicial com um ligeiro

desvio em relação ao valor real, e o mesmo acontece com a profundidade das descontinuidades. Isto

era esperado, uma vez que baixas frequências penetram mais no componente a inspecionar, mas

perdem sensibilidade e resolução.

Para o ângulo de máxima amplitude na deteção das descontinuidades, a sonda de 2 MHz

apresenta o valor mais elevado. A análise deste valor é outro dado que justifica o pior desempenho

desta no dimensionamento e localização das descontinuidades. Quanto maior for este ângulo, menos

energia regressa à sonda, porque o percurso do som é maior e como tal existe mais atenuação,

dando origem a feixes com menor pressão acústica, o que vai prejudicar a sensibilidade de deteção.

Nas aquisições obtidas com a sonda de 5 MHz observa-se que estas têm pouco ruído, o que

não seria espectável, uma vez que quanto maior é a frequência, maior é a atenuação, podendo haver

mais dispersão que leva ao aparecimento de “relva” no ecrã. No entanto, isto pode ser explicado com

o facto de esta sonda ter elementos pequenos, tendo a menor abertura passiva das sondas em

estudo. No dimensionamento de descontinuidades esta sonda apresenta bons resultados, tendo uma

sensibilidade tão boa como a sonda de 3,25 MHz com 16 elementos ativos. Porém, no

posicionamento das descontinuidades é a que apresenta piores resultados, quer ao nível da posição

inicial, quer da profundidade. Isto pode ser explicado pelo facto de frequências mais altas terem mais

atenuação, e por isso, na deteção das descontinuidades apresentam respostas inferiores às outras

sondas. Por outro lado, esta sonda é a que apresenta amplitudes máximas menores nos A-scans, o

que significa que regressa menos energia à sonda em comparação com o que sucede nas outras

sondas, reforçando assim a justificação anterior: tem uma atenuação maior do que as outras.

Os resultados da sonda de 3,25 MHz utilizando 13 elementos ativos permitem concluir que esta

sonda tem um melhor desempenho tanto a dimensionar como a localizar descontinuidades do que as

sondas de 2 MHz e de 5 MHz. No entanto, utilizando 16 elementos ativos na sonda de 3,25 MHz,

75

esta apresenta uma maior sensibilidade no dimensionamento das descontinuidades do que com 13

elementos ativos. Assim, de um modo geral a sonda de 3,25 MHz é que a tem um melhor

desempenho na inspeção com PA de soldaduras de material austenítico em chapas de baixa

espessura. Este resultado está de acordo com as conclusões retiradas da modelação, estando assim

demonstrada a relevância que a modelação tem na otimização de uma sonda, e consequentemente

na otimização de um plano de inspeção.

Há ainda que salientar que na deteção da descontinuidade B, todas as sondas apresentam

valores de posição inicial ligeiramente diferentes da posição real. E quanto há profundidade, apenas a

sonda de 5 MHz apresenta um valor dentro do previsto, porém, esta sonda não apresenta resultados

muito credíveis de localização nas restantes descontinuidades. Este fenómeno que ocorreu com esta

descontinuidade pode ser explicado pelo facto de esta se encontrar numa zona onde os ângulos

refratados estão acima de 75º, começando a entrar na gama de ângulos refratados em que o feixe

começa a perder pressão acústica, não sendo esta suficiente para uma correta deteção.

Quanto às amplitudes máximas dos A-scans das diferentes sondas na deteção das

descontinuidades, os resultados experimentais estão de acordo com os resultados da modelação. A

sonda que se esperava ter mais amplitude era a de 3,25 MHz com 16 elementos ativos e de facto nas

aquisições é a sonda com a maior amplitude, seguida da de 3,25 MHz com 13 elementos, depois da

de 2 MHz e a que tem menor amplitude é a de 5 MHz; expecto na deteção da descontinuidade A.

Para esta descontinuidade a sonda de 3,25 MHz tem valores de amplitude maiores do que a de 2 e

5 MHz, como era esperado; entre os 13 e os 16 elementos ativos da sonda de 3,25 MHz, esperava-

se que com os 16 tivesse uma amplitude maior, mas é com 13 que esta sonda apresenta a amplitude

maior. O mesmo acontece com a sonda de 5 MHz que se esperava que tivesse uma amplitude menor

do que a de 2 MHZ. Isto pode ser explicado pelo valor do ângulo a que corresponde a amplitude

máxima: ângulos menores têm amplitudes maiores, tal como foi explicado anteriormente.

Relativamente às sondas creeping, estas conseguiram detetar as descontinuidades até 2,5 mm

de profundidade, ou seja, as descontinuidades D, E e F, permitindo cobrir toda a espessura da

soldadura em estudo. Apesar de se terem conseguido dimensionar estas descontinuidades,

normalmente estas sondas não são usadas para as quantificar, uma vez que não permitem medir em

profundidade e como tal não fornecem uma informação completa sobre a localização das mesmas.

Assim, ao serem usadas em simultâneo com as sondas PA, se as sondas PA não detetam uma

descontinuidade e as CR detetam, pode concluir-se que existe uma descontinuidade à superfície,

neste caso acima de 2,5 mm, mas não se sabe a profundidade exata; no caso de ser necessário

efetuar uma reparação, esta teria de ser feita até 2,5 mm de profundidade.

Os resultados da validação experimental estão de acordo com os resultados da modelação,

uma vez que todas as descontinuidades foram detetadas e com amplitudes semelhantes às da

modelação, e como tal, este procedimento considera-se validado. Assim, o objetivo principal foi

atingido ao desenvolver-se um sistema de inspeção que cobre todo o volume de uma soldadura de

baixa espessura de material austenítico.

76


Ao longo deste capítulo apresenta-se e discute-se o trabalho realizado na inspeção física do

bloco de demonstração do caso em estudo. Através da análise dos resultados apresentados neste

capítulo valida-se o sistema de inspeção desenvolvido na modelação, provando-se que é possível

inspecionar de forma precisa a soldadura austenítica de uma chapa de baixa espessura com um

sistema de Phased Array e sondas creeping.

77

5. Conclusões e Trabalho Futuro

Neste capítulo serão identificadas as principais conclusões do presente trabalho, sendo

também apontadas algumas prestativas de trabalho futuro a desenvolver.

5.1. Conclusões

Com o presente trabalho foi possível compreender a importância que uma técnica avançada de

UT, como o Phased Array, tem para superar o problema da inspeção de chapas soldadas com

material austenítico de baixa espessura. Através da utilização da modelação foi possível chegar à

otimização de uma sonda, bem como ao procedimento para este tipo de inspeções. Este trabalho

também demonstrou a importância que a modelação tem para o sucesso de um procedimento de

inspeção.

O CIVA mostrou ser uma ferramenta fundamental para desenvolver o processo de inspeção,

poupando tempo e dinheiro. Esta ferramenta, quando utilizada para preparar uma inspeção por UT,

permite ao utilizador decidir que sonda deve usar para um caso particular, uma vez que possibilita a

simulação dos parâmetros a aplicar e ajuda na compreensão do tipo de resultados que são

expectáveis de obter, baseado nas características e tipos de descontinuidades que se preveem que o

componente em questão tenha. Através do CIVA, selecionaram-se três sondas de Phased Array para

inspecionar o bloco em estudo. As sondas selecionadas foram sondas lineares, com frequências de

2, 3,25 e 5 MHz, tendo cada uma respetivamente, 32, 20 e 32 elementos, e a sonda de 3,25 MHz

com focalização mecânica. As sondas selecionadas são sondas de contacto.

Para possibilitar uma comparação de resultados, garantiu-se que a abertura ativa era igual,

dentro dos possíveis, para as três sondas. Posto isto, procedeu-se à simulação do feixe acústico e à

caracterização de descontinuidades, para cada uma das sondas. Chegou-se à conclusão que a

sonda de 3,25 MHz apresentava o melhor resultado. No entanto, constatou-se que esta ainda podia

ser otimizada, utilizando-se modelações e recorrendo a testes experimentais práticos.

Através da modelação chegou-se à conclusão que para inspecionar baixas espessuras de

soldaduras austeníticas utilizar sondas com frequência intermédia é uma boa solução, porque se

ganha sensibilidade de deteção relativamente a frequências mais baixas que são geralmente

utilizadas para materiais austeníticos e por outro lado apresentam melhor resultados e geram menos

atenuação comparativamente a frequências mais elevadas que se presumiu serem mais adequadas

para baixas espessuras. A focalização mecânica também demonstrou ser uma mais-valia, por formar

um ponto de focalização mais pequeno que vai aumentar a pressão acústica, aumento deste modo a

sensibilidade de deteção. A última conclusão que se retira da modelação é que o tamanho da sonda,

isto é, a abertura passiva dos elementos, também influencia o feixe acústico e, para o caso em

estudo, concluiu-se que é necessário minimizar a abertura passiva garantido simultaneamente que

ocorre uma interação construtiva dos feixes individuais nas zonas onde se pretende focalizar, sendo

que se pretende que o feixe esteja o mais à frente possível, isto é, próximo da soldadura.

78

Com o processo de validação concluiu-se que a melhor solução de inspeção para juntas

soldadas de material austenítico de baixas espessuras é a utilização da sonda de PA linear de

3,25 MHz focalizada mecanicamente utilizando uma parametrização de 16 elementos ativos, gerando

ondas longitudinais com ângulos até 78°. Os resultados da validação experimental confirmam os

resultados da modelação.

Relativamente às sondas creeping concluiu-se que estas têm um bom desempenho na deteção

de descontinuidades até 2,5 mm de profundidade e que a sua utilização em simultâneo com as

sondas de PA permitem cobrir todo o volume da soldadura, sendo por isso cruciais para se atingir o

principal objetivo deste trabalho.

Pode assim concluir-se que o CIVA apresenta resultados bastante fiáveis, uma vez que se

demonstrou que as conclusões tiradas da análise da modelação são semelhantes às obtidas

experimentalmente.

Por fim, a técnica avançada de PA automatizado demonstrou vantagens na inspeção de

soldadura de tanques de LNG em relação a outras técnicas, nomeadamente à radiografia com raios-

X. Isto porque para além de a velocidade de inspeção ser maior, permitindo que os soldadores

trabalhem de forma continua devido à ausência de radiação, a análise da pelicula de radiografia está

muito dependente da capacidade do olho humano, o que significa que podem não ser detetadas

todas as descontinuidades. Por outro lado, os resultados são praticamente instantâneos,

possibilitando que as ações corretivas sejam feitas numa fase inicial, tornando-se mais eficientes.

Em suma, pode concluir-se que os objetivos deste trabalho foram atingidos, representado um

desenvolvimento importante na área dos END com UT, uma vez que o mesmo possibilita a aplicação

de técnicas avançadas de PA a soldaduras com baixas espessuras e a materiais com características

acústicas anisotrópicas, com a vantagem de efetuar uma inspeção com sistemas automatizados e

com registo de dados.

5.2. Trabalho Futuro

As propostas de trabalho para desenvolvimento futuro são as seguintes:

Otimizar a sonda de 5 MHz aplicando focalização mecânica e/ou introduzindo mais

elementos e comparar esses resultados com a sonda de 3,25 MHz;

Estudar a aplicação do Phased Array em soldaduras austeníticas de baixa espessura com

outros tipos de chanfros;

Estudar e desenvolver sistemas para inspeção de juntas austeníticas com espessura

abaixo de 8 mm utilizando PA;

Estudar a aplicação do algoritmo de processamento de sinal Total Focusing Method (TFM)

para inspeção de materiais austeníticos de baixa espessura;

Aplicar as técnicas de RTT para melhorar as respostas a descontinuidades verticais.

79

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82

Anexo A – Bloco demonstração e bloco calibração

Fig. 1 - Bloco de demonstração

83

Fig. 2 - Bloco de calibração

84

Anexo B – Otimização sonda de 3,25 MHz

Estudo da sonda com e sem focalização mecânica com 13 elementos

Tabela 1 – Representação da distribuição da pressão acústica, simulada no CIVA para a sonda de 3,25 MHz com 13 elementos, com e sem focalização mecânica, para diferentes ângulos

Fig. 3 – Gráfico da evolução de amplitude relativa das sondas de 2, 5 e 3,25 MHz sem focalização mecânica em relação à de 3,25 MHz com focalização mecânica a 49°

85

Fig. 4 - Gráfico da evolução de amplitude relativa das sondas de 2, 5 e 3,25 MHz sem focalização mecânica em relação à de 3,25 MHz com focalização mecânica a 60°



86

Estudo da sonda com focalização mecânica com 13 e 16 elementos

Fig. 7 - A-scan (tempo (µs) vs amplitude (dB)) do CIVA usando a sonda de 3,25 MHz com 13 elementos e com 16 elementos para a descontinuidade A

Fig. 8 - A-scan (tempo (µs) vs amplitude (dB)) do CIVA usando a sonda de 3,25 MHz com 13 elementos e com 16 elementos para a descontinuidade B

Fig. 9 - A-scan (tempo (µs) vs amplitude (dB)) do CIVA usando a sonda de 3,25 MHz com 13 elementos e com 16 elementos para a descontinuidade C

87

Anexo C – Radiografia com raios-X do bloco de

demonstração

Fig. 10 – Película de radiografia com raios-X do bloco de calibração com as descontinuidades E, D, C e B

Fig. 11 - Película de radiografia com raios-X do bloco de calibração com as descontinuidades A e F

Parâmetros usados para radiografar

Energia [kV]

Corrente [mA]

Exposição

[min]

Tipo de filme

DFP

[mm]

190 3 11 D5 1000

Tabela 2 – Parâmetros usados para radiografar com rios-X o bloco de demonstração

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Engenharia de Materiais - ULisboa · Engenharia de Materiais Orientadores: ... processo de soldadura, provocando um comportamento acústico anisotrópico que dá origem à dispersão