8º CONGRESSO IBEROAMERICANO DE ENGENHARIA MECANICA
Cusco, 23 a 25 de Outubro de 2007
INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA DE REVENIDO NO MICROMECANISMO DE FRATURA E NA
TENACIDADE À FRATURA DINÂMICA APARENTE DE UM AÇO DE ULTRA-ALTA RESISTÊNCI A
MECÂNICA
Antony Satoshi Idehara1, Alexandre Tomio Koike1, Ruís Camrgo Tokimatsu1, Aparecido Gonçalves1, Itamar
Ferreira2
1
Universidade Estadual Paulista - UNESP, Faculdade de Engenharia, Avenida Brasil Centro, 56; U, Av. Brasil
Centro, 56, Ilha Solteira – SP/Brasil, CEP:15385000
2
Universidade Estadual de Campinas – UNICAMP, Cidade Universitária "Zeferino Vaz", Barão Geraldo - Campinas
– SP/Brasil, CEP - 13.083-872
RESUMO
O fenômeno de fragilização associado com o revenido apesar de ser bem conhecido e fartamente documentado pela
comunidade científica, ainda hoje, é estudado e objeto de grandes discussões. Foi utilizado neste presente trabalho o
aço de ultra-alta resistência denominado ABNT 4340, de qualidade aeronáutica. Os corpos-de-prova Charpy, para a
realização dos ensaios de tenacidade à fratura, foram temperados e revenidos em diferentes temperaturas: 473K,
573K, 673K e 773K. Os ensaios de impacto foram realizados à temperatura ambiente, em uma máquina de ensaio
Charpy Instrumentada. A curva força vs tempo capturada durante o impacto, depois de devida trata para minimizar o
efeito dos sinais espúrios, foi utilizada para calcular os valores de tenacidade a fratura dinâmica aparente. Os
micromecanismos de fratura presentes na superfície de fratura foram quantificados e correlacionados com os valores
de tenacidade. O valor da tenacidade a fratura dinâmica aparente(KIDA) foi fortemente influenciado pela temperatura
de revenido. Para o revenido realizado a 573K foi observado uma forte queda no valor de KIDA. O fenômeno da
fragilização da martensita revenida - FMR foi evidente e a selha de fragilização foi profunda(aproximadamente 30
MPa.m1/2) e coincidiu com a máxima ocorrência de fratura intergranular.
Palavras Chave: aços, fragilização da martensita revenida, impacto, tenacidade a fratura e fratografia.
INTRODUÇÃO
As alterações estruturais que ocorrem no revenido são muito complexas e dependentes da temperatura
selecionada. Podem ser agrupadas em cinco categorias denominadas de cinco estágios do revenido, sendo que a faixa
de temperatura de cada estágio é função da composição química do aço. Em certas temperaturas as alterações
estruturais são prejudiciais à tenacidade, portanto a temperatura deve ser cuidadosamente selecionada de modo a
obter um valor ótimo da relação tenacidade-resistência[1-5]. Na verdade, o fenômeno de fragilização associado com
o revenido apesar de ser bem conhecido e fartamente documentado pela comunidade científica, ainda hoje, é
intensamente estudado e objeto de grandes controvérsias.
O problema da fragilização pelo revenido decorre de dois estágios de fragilização. O primeiro tipo é
tradicionalmente chamado de Fragilização da Martensita Revenida – FMR(ou Fragilização a 350ºC), ocorre em
aços com limite de escoamento relativamente alto – quando a martensita é revenida a baixa temperatura. Este tipo
que será abordado no trabalho de pesquisa científica. O segundo tipo é chamado de Fragilização pelo Revenido
Reversível. Ocorre quando o aço é submetido a um tratamento isotérmico de envelhecimento próximo de 500ºC, ou
quando o aço é resfriado lentamente através da faixa de temperatura de fragilização, durante o revenido.
As principais causas que tem sido apontadas como responsáveis pela ocorrência da FMR são: segregação de
impurezas nos contornos de grão, precipitação de filmes de cementita nos contornos de grão e a transformação da
autenita retida em fases fragilizantes. Os indicadores característicos da FMR são: diminuição da tenacidade; aumento
da temperatura de transição dúctil-frágil e a ocorrência de fratura intergranular[]1-3].
A tenacidade de um material pode ser determinada por diferentes ensaios, como diferentes taxas de
deformação e ou de carregamento. Embora a área sobre a curva tensão x deformação, obtida num ensaio de tração,
seja uma medida de tenacidade do material, ela é pouca utilizada para utilizar o comportamento de uma fratura dos
materiais. Dentre os ensaios tidos como tradicionais a tenacidade é mais comumente medida sob altas taxas de
deformação, como num ensaio de impacto. Uma vez que a medida de tenacidade mais aceita está correlacionada com
a resistência que o material oferece a presença de uma trinca ou entalhe, invariavelmente os corpos de prova são
entalhados ou pré-trincados antes da condução dos ensaios.
Os ensaios de impacto são denominados de ensaios dinâmicos, onde altas taxas de deformação estão
envolvidas. A resposta a essa de solicitação é expressa por uma função transiente no tempo. As principais
responsáveis pela maioria das falhas frágeis que ocorrem em serviço, são descontinuidades geométricas ou
microestruturais que introduzem um estado triaxial de tensões, semelhante a que existe na ponta de um entalhe, e
particularmente sob baixas temperaturas. Porém, uma vez que esses efeitos são acentuados para taxas de
carregamento acentuados, vários tipos de ensaios de impacto têm sido utilizados para determinar a suscetibilidade
dos materiais à fratura frágil.
Entre estes estudos e propostas, uma modificação do ensaio de impacto Charpy clássico vem recebendo
grande atenção. Este novo ensaio conhecido como ensaio de impacto Charpy Instrumentado surgiu como uma
alternativa promissora, pois objetiva a caracterização precisa de um processo dinâmico de fratura, a despeito das
inúmeras complicações relacionadas à instrumentação[6-12]. Esta modificação normalmente compreende a
instrumentação do martelo, transformando em uma célula de carga, do pêndulo Charpy, por meio de extensômetros
elétricos, de modo a se obter mais informações a cerca do ensaio. A metodologia empregada na realização do
trabalho terá como base a utilização de uma máquina Charpy convencional, pertencente ao Laboratório de Ensaios
Mecânicos do DEM/FEIS/UNESP[4,5, 12-14]. De acordo com os procedimentos estabelecidos pela ISO, a medida
da força será feita utilizando-se dois extensômetros elétricos de resistência, posicionados no martelo pendular para
formar o transdutor de força. Na realidade, o circuito resistivo completo será formado por uma ponte de Wheatstone.
Dois extensômetros serão ativos e os outros dois passivos. Estes últimos devem ser fixados numa peça constituída do
mesmo material do martelo pendular e isenta dos efeitos de vibração causados pelo ensaio.
O objetivo central do trabalho é estudar a influência da microestrutura na tenacidade à fratura dinâmica
aparente de um aço estrutural a partir do ensaio de impacto e aprimorar a quantificação da ocorrência de
micromecanismos de fratura. O material a ser utilizado na pesquisa é o aço ABNT 4340. As diferentes condições
microestruturais são resultantes de diferentes condições de tratamentos térmicos: recozido (CR), como temperado
(CT) e temperado e revenido nas seguintes temperaturas: 473K, 573K, 673K e 773K. Assim os corpos-de-prova
foram preparados e submetidos ao ensaio de impacto Charpy instrumentado. A será calculada a tenacidade à fratura
dinâmica aparente foi calculada, com base nos conceitos da Mecânica da Fratura Linear Elástica, e tais valores
correlacionados com os micromecanismos de fratura presentes nas superfícies de fratura.
MATERIAIS E MÉTODOS EXPERIMENTAIS
Foi utilizado neste presente trabalho o aço de ultra-alta resistência denominado ABNT 4340, de qualidade
aeronáutica. A composição química em peso (balanço com Fe) esta apresentado na Tabela 1. O material foi recebido
na forma de barra laminada de seção circular (φ 16mm), no estado recozido.
Tabela 1 – Composição química do aço ABNT 4340 em balanço com o ferro(Fe).
AÇO
C%
Si%
Mn%
P%
S%
Cr%
Mo%
Ni%
Cu%
Al%
4340
0,43
0,18
0,76
0,027
0,007
0,74
0,33
1,66
0,19
0,017
Confecção dos corpos-deprova
Os corpos-de-prova Charpy, para a realização dos ensaios de tenacidade à fratura, foram confeccionados a
partir do material como recebido, tendo sido retirados das barras segundo a direção de laminação. Numa primeira
etapa, amostras próximas das dimensões finais foram retiradas das barras através de corte em cerra de fita.
Posteriormente, essas amostras foram usinadas em plainas, torno e retifica plana universal, de modo a chegarem as
medidas estipuladas pelas normas, e assim obteve os corpos-de-prova para o ensaio de tenacidade à fratura e
monotônicos, em conformidade com as normas. Os entalhes foram feitos mecanicamente, com o auxilio de um
dispositivo especialmente confeccionado para este fim (Brochadeira). Foi criado um gabarito para inspeção dos
entalhes e controle dos mesmos, para garantir uniformidade, e assim obter uma menor disparidade nas dimensões dos
corpos-de-prova e nos resultados, que foram obtidos nos ensaios.
Tratamentos Térmicos
Os tratamentos térmicos foram realizados sob criteriosos requisitos de controle. Um forno com controle de
subida de temperatura e atmosfera controlada (Banho de argônio) foi utilizado sob proteção nos corpos-de-prova
para evitar a descarbonetação. Os corpos-de-prova já entalhados foram austenitizados a 1143 K, durante 1 hora em
atmosfera inerte, e logo em seguida temperados em óleo agitado. Imediatamente após a têmpera, lotes de corpos-deprova previamente selecionados foram revenidos nas temperaturas 473K, 573K, 673K e 773K, seguido de
resfriamento em óleo.
Ensaiso mecânicos
As medidas de dureza foram efetuadas em uma máquina de dureza Leco Digital modelo RT-240, com carga
de 150 Kgf com penetrador de diamante, em conformidade com a norma NBR 6672/81. Os valores de dureza
definitivos foram obtidos pela média aritmética de no mínimo cinco medidas efetuadas sobre a superfície polida dos
corpos-de-prova, nas cinco condições de microestrutura, obtidas pelos ciclos térmicos (como temperado e revenido à
473K, 573K, 673K e 773K).
Os ensaios de impacto foram realizados à temperatura ambiente, em uma máquina de Ensaio Charpy
Instrumentada. Foram ensaiados 5 corpos-de-prova por condição. A partir das curvas força vs tempo capturadas
durante os ensaios e com o auxílio de um programa computacional foram determinados os valores da tenacidade à
fratura aparente KIDA para cada uma das condições(o termo aparente foi empregado para denotar a medida da
tenacidade na presença de um entalhe arredondado). O programa computacional empregado vem sendo desenvolvido
pelo GC3M – Grupo de Caracterização Mecânica e Microestrutural dos Materiais, do Departamento de Engenharia
Mecânica FEIS/UNESP[4,5, 12-14]. O programa antes de calcular a tenacidade realiza o tratamento do sinal. A
curva força vs tempo capturada durante o impacto vem contaminada com sinais interferentes que precisam ser
eliminados ou ter minimizados seus efeitos. No caso em questão, depois do tratamento foi aplicado o método da
complice para determinar a força de inicio de propagação de trinca. Os valores de tenacidade a fratura aparente
foram determinados tomando como base a norma ASTM E-3999.
Microscopia Óptica
A confecção das amostras para microscopia óptica foi feita a partir dos corpos-de-prova Charpy já ensaiados. As
análises metalográficas foram realizadas com dois propósitos: revelar a microestrutura decorrente dos tratamentos
térmicos, onde se encontrou a presença de martensita e precipitados, e medir o tamanho de grão da microestrutura.
Utilizou-se o Nital 2%, para evidenciar os contornos de grão. Posteriormente, em um microscópio NEOPHOT, foram
captadas imagens digitais da microestrutura, e a partir destas imagens com aumento de 500X, e com o auxílio do
software Photoshop 6.0 aplicou-se o Método de Heyn para determinação do tamanho de grão, como mostra a Figura
2(a).
Analise fratográfica
Com o auxilio do Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV), modelo JEOL – JXA-840A Electron Probe
Microanalyzer, localizado Unicamp (Campinas), foram realizadas as aquisição das imagens da superfície de fratura
dos corpos-de-prova Charpy. Para cada condição tomou se cuidado de se escolher uma amostra representativa, onde
se efetuou um total de 20 imagens abrangendo de maneira representativa toda superfície de fratura. Sendo tirada uma
foto de topo da fratura com aumento de 10x, quatro fotos na interface (zona de início da fratura), mais quatro fotos
no interior desta primeira zona e dez fotos sobre a fratura restante.
Região I
à frente do entalhe
Entalhe
(c)
10 μm
(d)
25 μm
(b)
(a)
Região II
à frente da trinca
Figura 01 – Fratografias de uma amostra do aço ABNT 4340 na condição como recebida: (a) vista geral da
superffície de fratura; (b) detalhamento das regiões analisadas; (c) fratura por microcavidades e (d)
fratura por clivagem.
A quantificação dos micromecanismos de fratura foi feita a partir de imagens digitais utilizando software
Photoshop. Foi inserida uma grade digital com o espaçamento variável. O tamanho do espaçamento foi definido a
partir do tamanho do tamanho médio de grão medido pelo método de Heyn espaçamento deve ser tal que apenas um
ponto seja colocado sobre cada grão para que não ocorram erros de quantificação. Para tanto foi colocado uma grade
digital sobre cada fratografia como pode ser observado na figura 2(b). Para cada condição de tratamento térmico
foram escolhidas cinco fratografias digitais e em cada fratografia foi efetuada a quantificação em cinco regiões
distintas
(b)
(a)
Figura 02 – Tratamento dado as imagens digitais:(a) na determinação do tamanho de grão pelo método de
Henry(bola vermelha ½ - contorno de grão tangencia a linha teste, bola azul 1 – o contorno de grão
corta a linha teste e bola verde 3/2 – a linha teste corta uma intersecção de três contornos de grão); (b)
grade digital auxiliar para determinação porcentual dos micromecanismos de fratura.
RESULTADOS E DISCUSSÕES
As diferentes condições de tratamentos térmicos implementadas em amostras do aço ABNT 4340 não foi
capaz de produzir alterações consideráveis no tamanho médio de grão. Independentemente da condição de
tratamento térmico o tamanho médio de grão foi de 22 μm .
A Figura 03 contempla graficamente os principais resultados obtidos. A Figura 03(a) na condição como
recebido a dureza é 39HRC. Com a realização da tempera a dureza aumenta expressivamente para 56,5HRC e depois
diminui continuamente com o aumento da temperatura de revenido. Isto em decorrência do amolecimento da matriz
provocado pela difusão e formação de carbonetos.
Com o amolecimento da matriz era de se esperar, portanto, um aumento proporcional na tenacidade à
fratura; o que não ocorreu. Como mostrado na Figura 03(b) o comportamento da tenacidade à fratura aparente(KIDA)
é mais complexo. Na condição como-temperada foi observado o valor mais baixo de KIDA, em torno de
64MPa.(m)1/2. Com a realização do revenido a tenacidade aumenta expressivamente até atingir máximo 124MPa.(m)1/2 -, e então, declina agudamente até alcançar um valor mínimo, próximo de 573K. Posteriormente a
tenacidade à fratura torna a aumentar com a temperatura de revenido. O resultado é uma selha de KIDA muito
profunda (aproximadamente 30 MPa.m1/2). De fato, sabidamente, o fenômeno da FMR é delineado pela diminuição
da energia Charpy e o aparecimento de uma selha de energia – cuja profundidade pode ser usada para indicar o grau
de fragilização.
Além deste, outros parâmetros podem ser empregados para denotar a ocorrência do fenômeno da FMR. A
análise fratográfica mostrou que a fragilização foi acompanhada por uma alteração da predominância no modo de
fratura, de essencialmente de microcavidade, para intergranular. Todavia, eles destes dois micromecanismos de
fratura foram encontrados também facetas de clivagem. As Figuras 03(c) e (d) mostram a influência da temperatura
de revenido no aspecto morfológico dos micromecanismos de fratura presentes nas superfícies de fraturas.
A porcentagem de fratura por microcavidades, mostrada na Figura 3(c), apresentou o menor valor no ponto
coincidente com o menor valor de tenacidade a fratura.
A Figura 03(d) mostra que a maior porcentagem de fratura intergranular ocorre no ponto correspondente ao
mínimo da tenacidade. A acentuada quantidade de fratura intergranular na condição revenida a 573K explica a
acentuada queda na tenacidade à fratura. A fratura intergranular é mais fácil de ser ativada quando agentes
fragilizantes estão presentes nos contornos de grão, e a tenacidade à fratura da matriz é relativamente alta. Para se
entender melhor esse fenômeno, é interessante desmembrar a tenacidade à fratura do aço em duas componentes: a
tenacidade à fratura matriz (KM) e a tenacidade à fratura dos contornos de grão (KG). Com o aumento da temperatura,
podem ocorrer importantes alterações nos contornos de grão, que acarretam uma acentuada fragilização dessa região.
Uma trinca sempre se propaga pelo caminho mais fácil. Se o evento da fragilização conduz à condição KM>KG, o
resultado será uma alteração drástica no micromecanismo de fragilização. A fratura passará a ser intergranular.
Todavia, não necessariamente os agentes fragilizantes, decorrentes do revenido, incidem apenas nos contornos de
grão. Eles podem ocorrer também no interior do grão. Neste caso, se KG>KM a FMR ocorrerá de maneira
transgranular[3].
O mecanismo que opera na FMR é complexo e não pode ser explicado por um único fator como a
segregação de impurezas nos contornos de grão, a precipitação de cementita intra-ripas (fragilização Intergranular)
ou a decomposição da austenita retida e subsequentemente a precipitação de filmes de cementita. Entretanto o grau
de influência de cada um destes fatores depende da condição de tratamento térmico e a temperatura de austenitização
a que este aço foi submetido. Deve-se observar que a degradação da tenacidade à fratura revela a presença de
fragilizantes e o caminho seguido pela trinca revela a localização desses agentes.
Outra aspecto observado sobre a superfície de fratura foi a ocorrência de duas regiões distintas sobre a
superfície de fratura, como mostrado na Figura 01. A primeira imediatamente a frente do entalhe, denominada de
região I, na qual foi identificada somente fratura por microcavidades, independentemente da condição de tratamento
térmico. A extensão desta região foi medida e está mostrada na Figura 03(e). Observa-se que também neste caso a
ocorrência da selha associada com a fragilização. Acredita-se que o comprimento da região I seja correspondente ao
tamanho da zona plástica inicial. A temperatura de revenido interfere na dutilidade do material. Assim, o tamanho da
zona plástica logo a frente do entalhe depende da temperatura de revenido. Quanto maior a dutilidade, maior zona
plástica e, consequentemente, maior a extensão da região I. É interessante notar que na Figura 03(e) a menor
extensão da região I coincide com a temperatura de revenido de 573K - a temperatura de fragilização.
Ao adentrar na região II observa-se uma forte mudança no micromecanismo de fratura. O micromecanismo
de fratura que era eminentemente por microcavidades na região I, independentemente da condição de tratamento
térmico, passou a ser mista: de microcavidade e clivagem na condição como-recebida e por microcavidades e fratura
1/2
50,0
Du rez a (HRC)
180
TEAI
(CT)
56,5
473K
56,5
573K
52,7
(CR)
CREAI
39,2
40,0
673K
48,0
773K
43,2
30,0
20,0
10,0
0,0
200
300
400
500
600
700
800
900
Ten.à Tfratura
- MPa.(m)
enacidaparente
ade à Fratura
(M P a)
60,0
160
140
473K
123,7
120
573K
93,2
80
(CT)
TEAI
64,1
60
40
20
0
200
300
400
50
473 K
40,4 %
673 K
35,6 %
30
773 K
57,6 %
573 K
25,4 %
10
600
700
800
P o rc e n ta g e m d e fra tu ra
In te rg ra n u la r [% ]
P orcen teg em d e Fratura po r
M icrocavid ades [% ]
60
500
600
700
800
900
(b)
70
0
400
500
Temperatura de Revenido
(a)
20
773K
134,5
100
Temperatura de Revenido (K)
40
673K
127,3
80
75
70
65
60
55
50
45
40
35
30
400
573 K
74,6 %
473 K
59,6 %
673 K
64,4 %
773 K
42,4 %
500
600
700
800
Temperatura de Revenido [K]
Temperatura de Revenido [K]
(d)
(c)
T am an h o d a Trin ca à fren te do
entalh e (m icrom etro)
600
500
773K
400,0
400
300
473K
226,1
200
100
0
200
300
400
CR – Como recebido(recozido)
573K
190,2
TEAI
(CT)
90,0
CREAI
(CR)
62,1
LEGENDA
673K
302,4
500
600
CT – Como temperado
700
800
900
Temperatura de Revenido (K)
(e)
Figura 03 - Influência da temperatura de revenido nas propriedades mecânicas e micromecanismos de fratura: (a)
Dureza;(b) Tenacidade a fratura aparente – KIDA; (c) % de fratura por microcavidades; (d) % de
fratura intergranular e (d) tamanho da trinca “plástica” a frente da trinca.
intergranular nas condições de revenido. Este comportamento foi atribuído a forte alteração no estado de tensões. Na
região I o avanço da fratura se dá a partir de um entalhe arredondado em quanto que na região II ela ocorre a partir de
uma trinca aguda.
CONCLUSÁO
No presente trabalho estudou-se acorrência do fenômeno da fragilização da martensita revenida – FMR em
aço ABNT 4340 temperado e revenido a 473K, 573K, 673K e 773K. A caracterização da fragilização foi realizada a
partir da tenacidade a fratura dinâmica aparente(KIDA) e de aspectos morfológicos da superfície de fratura
quantificados a partir de imagens digitais. O aço ABNT 4340 é um aço já bem estudado e sua tenacidade à fratura
tem sido medida por vários pesquisadores em diferentes condições microestruturais. Alias, foi exatamente a grande
quantidade de informações acerca da tenacidade à fratura desse material um dos principais fatores para sua seleção.
Sobretudo para verificar a eficácia das metodologias empregadas para se estudar a FMR.
Foi observado que a tenacidade a fratura dinâmica aparente(KIDA) sofreu forte influencia da temperatura de
revenido. Na condição como temperada o valor de KIDA foi de 64MPa.(m)1/2. Aumentou com a temperatura de
revenido até um valor máximo de 123.MPa.(m)1/2. O fenômeno da FMR foi evidente com o revenido realizado a
573K. A selha de fragilização foi profunda, de aproximadamente 30 MPa.m1/2.
Com relação à quantificação digital da superfície de fratura, apesar das dificuldades iniciais, acredita-se que
a metodologia empregada foi razoavelmente aprimorada o que a torna uma ferramenta muito útil e ágil na obtenção
dos dados. Foi constatado que a máxima quantidade de fratura intergranular coincidiu com a forte queda no valor de
KIDA.
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
PARKER, E.R. Interrelations of compositions, transformation kinetics, morphology, and mechanical properties
of alloy steels. Metall. Trans. A, v.8A, p. 1025-42, July 1977.
YOUNG BLOOD, J.L. & RACHAVAN, M. Correlation of microstructure with mechanical properties of 300M
steel. Metall. Trans. A, v.8A, p.1439-48, Sept. 1977.
TOKIMATSU, R. C. Influência de parâmetros microestruturais e procedimentos de ensaios no
comportamento mecânico de um aço de ultra-resistência e baixa liga. Campinas, 1995. 435p. Tese
(Doutorado em Engenharia Mecânica) - Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade de Campinas.
Koike, A. T. Influência da microestrutura na tenacidade à fratura dinâmica aparente do aço estrutural ABNT
4340 . Relatório técnico de IC – FAPESP, Ilha Solteira/SP, 71p, Dezembro de 2006.
NOGUEIRA, F. C. Influência do raio de ponta do entalhe, da temperatura e da microestrutura na tenacidade
à fratura dinâmica do aço estrutural ABNT 4340. Ilha Solteira, 2006. 154p. Dissertação
mestrado - Departamento de Engenharia Mecânica – FEIS/UNESP, Ilha Solteira – SP/Brasil.
BÖHME, W., KALTHOFF, J. F. The behavior of notched bend specimens in impact testing. International
Journal of Fracture, v.20, p.R139-R41, 1982.
YAMAMOTO, I., KOBAYASHI, T. Evaluation method of dynamic toughness by computer aided instrumented
Charpy impact testing system. International Journal of Vessel & Piping, v.55, p.295-312, 1993.
PEROSANZ, F. J., SERRANO, M., MARTÍNEZ, C. et al. Cálculo de la tenacidad de fractura a través de
ensayos dinámicos. Revista Metalurgia Madrid, v.34, p.399-406, 1998.
KOBAYASHI, T., TODA, H. & MASUDA, T., 2001, “Analysis of test data obtained from Charpy-V and
impact tensile test”, In: Charpy Centenary Conference 2001, France, v.1, pp.305-312.
MORITA, S., OTANI, M. & KOBAYASHI, T., 2001 “Problems related to the measurement of load signal in
the Instrumented Charpy impact test”, In: Charpy Centenary Conference 2001, France, v.1, p.135-42.
KALTHOFF, J.F., WINKLER, S. & BOHME, W., 1985, “A novel procedure for measuring the impact fracture
toughness KId with precracked Charpy specimens”, Journal de Physique, Colloque C5, Supplement nº8, tome
46, p.179-186.
RODRIGUES, A. R. Charpy Instrumentado – Determinação da tenacidade à fratura dinâmica de materiais
metálicos. Ilha Solteira, 2001. 119p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) - Faculdade de
Engenharia de Ilha Solteira, Universidade Estadual Paulista.
KRUGUER, E. L. Charpy Instrumentado – Aprimoramentomda cadeia de medição. 2003. 132p. Dissertação
mestrado - Departamento de Engenharia Mecânica – FEIS/UNESP, Ilha Solteira – SP/Brasil.
TOKIMATSU, R. C. Metodologia para instrumentação de máquinas de ensaio Charpy - medidas de força e
deslocamento durante carregamentos de impacto com auxílio de diferentes tipos de sensores. Tese de Livredocência. 348p, 2004, Departamento de Engenharia Mecânica – FEIS/UNESP, Ilha Solteira – SP/Brasil.