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Análise de Problemas de Fissuração em Soldadura de

Aços Grau 91

João Miguel Sucena Marques

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia de Materiais

Júri

Presidente: Prof.ª Doutora Maria de Fátima Reis Vaz

Orientador: Prof.ª Doutora Maria Luísa Coutinho Gomes de Almeida

Co-orientador: Eng.º Vicente António Barroesse Ferreira Maneta

Vogal: Prof.ª Doutora Inês da Fonseca Pestana Ascenso Pires

Novembro 2014

i

I. Resumo

Os aços grau 91 possuem propriedades mecânicas especiais para resistirem a alta

temperatura trabalhando, principalmente na zona de fluência, pelo que são bastante utilizados em

centrais de produção de energia. A soldadura de juntas similares destes materiais requer alguns

cuidados de natureza térmica bem como a selecção de um consumível de soldadura adequado. A

conjugação das juntas similares entre os materiais grau 91 apresenta uma boa de soldabilidade,

contudo o aparecimento de fissuras a frio na fase pós tratamento térmico é bastante recorrente no

processo. Este estudo, permitiu ainda comparar os custos inerentes às reparações, com e sem

aplicação do procedimento desenvolvido.

Este estudo tem como finalidade desenvolver soluções para problemas de fissuração a frio em

soldadura TIG (Tungsten Inert Gas) de ligações similares entre materiais ASME (secção II, parte A,

edição 2013). Os componentes envolvidos nas ligações são: i) Colector (SA335 P91) e ii) Tubo

(SA213 T91). Para uma melhor determinação deste problema, elaborou-se o procedimento de fabrico

destes componentes, soldaram-se juntas similares entre os materiais P91 e T91, executou-se o

tratamento térmico, posteriormente realizaram-se ensaios não destrutivos e para finalizar efectuaram-

se ensaios mecânicos e metalográficos. Os resultados obtidos nos ensaios não destrutivos,

mecânicos e metalográficos das juntas ensaiadas permitem validar o processo. Pretende-se com o

desenvolvimento deste estudo atingir níveis superiores de desempenho com maior produtividade,

reduzindo o custo inerentes de reparação, mantendo a garantia de qualidade.

II. Palavras-chave

Juntas Similares, HRSG, Grau 91, Ensaios não destrutivos, Ensaios destrutivos, Ensaios

metalográficos

iii

III. Abstract

The grade 91 steels have elevated temperature enhanced mechanical properties. Due to this

characteristics are used in power generation plants. Similar weld joints between these materials

requires special precautions regarding thermal treatment and accurate selection of suitable filler metal.

The combination of similar joints between grade 91 materials presents a good weldability, although in

the post weld heat treatment stage, in some components, cold cracking occurs during the process.

This study allowed me to compare the costs of the repairs, with and without the application of the

procedure developed through this thesis.

This study aims to develop solutions to problems of cold cracking in GTAW (Gas Tungsten Arc

Welding) of similar joint between ASME materials (Section II, part A, 2013 edition). The components

involved in the connections are: i) Collector (SA335 P91) and ii) Tube (SA213 T91). For a better

determination of this problem, I elaborated the method of manufacture of these components: similar

joints of P91 materials were welded, Post weld heat treatment was performed, subsequently a

nondestructive testing took place, and finally mechanical and metallographic tests were carried out.

The results obtained from all these tests allow me to validate the process. The aim of the development

of this study is to achieve higher levels of performance, increasing productivity and a consequent

reduction in costs due to repair, maintaining the quality assurance.

IV. Key words

Similar joint, HRSG, Grade 91, Nondestructive tests, Destructive test, Metallographic

tests

iv

V. Agradecimentos

Quero apresentar o meu agradecimento à minha orientadora, Professora Luísa Coutinho, pelo

facto de me ter orientado com os seus conhecimentos, bem como o interesse demonstrado no

decorrer na dissertação.

Um sincero e profundo agradecimento ao meu co-orientador, Eng.º Vicente Maneta, a

possibilidade que me concedeu para a realização desta dissertação, orientando-me em todas as

vertentes, disponibilizando sempre o seu apoio, ajuda e interesse. O seu profundo conhecimento

tecnológico/cientifico das matérias desenvolvidas foi uma mais valia para a elaboração desta

dissertação.

Agradeço à Eng.ª Tânia Fernandes e a toda a sua equipa, pela ajuda e tempo despendido na

realização e interpretação das macrografias, micrografias e durezas.

Em especial agradecimento ao Sr. Chagas pela ajuda, elaboração e interpretação dos ensaios

não destrutivos realizados.

vi

VI. Índice

I. Resumo.............................................................................................................................................. i

II. Palavras-chave .................................................................................................................................. i

III. Abstract ............................................................................................................................................ iii

IV. Key words ........................................................................................................................................ iii

V. Agradecimentos ............................................................................................................................... iv

VI. Índice ............................................................................................................................................... vi

VII. Índice de Figuras ............................................................................................................................. ix

VIII. Índice de Tabelas ............................................................................................................................ xi

IX. Índice de Equações ........................................................................................................................ xii

X. Lista de Siglas e Acrónimos .......................................................................................................... xiii

XI. Lista de Símbolos .......................................................................................................................... xiv

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

1. 1. Introdução/Âmbito do trabalho ................................................................................................... 1

1. 2. Objectivo ..................................................................................................................................... 2

1.3. Estrutura da Dissertação ............................................................................................................ 2

2. Revisão Bibliográfica ....................................................................................................................... 4

2. 1. Introdução ................................................................................................................................... 4

2. 2. Ciclo Combinado ........................................................................................................................ 4

2. 3. Estrutura e funcionamento de uma central termoeléctrica ......................................................... 6

2. 4. Caldeiras de Recuperação ......................................................................................................... 8

2.4.1. Tipos ................................................................................................................................ 8

2.4.2. Com/Sem auxiliares de combustão ................................................................................. 8

2.4.3. HRSG Horizontal ........................................................................................................... 10

2.4.4. HRSG Vertical ............................................................................................................... 12

2.4.5. Principio básico de uma HRSG ..................................................................................... 14

2.4.6. Evolução das HRSG ...................................................................................................... 17

2. 5. TIG ............................................................................................................................................ 18

2.5.1. Princípios Básicos do Processo TIG ............................................................................. 18

2.5.2. Parâmetros do Processo ............................................................................................... 19

2.5.3. Vantagens e Limitações do Processo ........................................................................... 19

2. 6. Ligas Crómio-Molibdénio .......................................................................................................... 20

vii

2.6.1. Liga P91 ......................................................................................................................... 21

2.6.2. Composição química ..................................................................................................... 22

2.6.3. Propriedades mecânicas ............................................................................................... 22

2.6.4. Microestrutura ................................................................................................................ 23

2. 7. Soldadura de T91 a P91 ........................................................................................................... 26

2.7.1. Consumíveis de Soldadura ........................................................................................... 26

2.7.2. Ciclos térmicos .............................................................................................................. 28

2.7.3. Temperaturas de Pré-aquecimento ............................................................................... 29

2.7.4. Temperaturas de Inter passos ....................................................................................... 29

2.7.5. Pós-aquecimento ........................................................................................................... 29

2.7.6. Tratamento Térmico Pós-soldadura .............................................................................. 29

2.8. Ensaio anterior realizado .......................................................................................................... 30

3. Metodologia ................................................................................................................................... 35

3.1. Introdução ................................................................................................................................. 35

3.2. Estudo Económico .................................................................................................................... 37

3.3. Materiais ................................................................................................................................... 39

3.4. Aspectos geométricos .............................................................................................................. 39

3.5. Cálculo da Temperatura de Pré-aquecimento ......................................................................... 44

3.6. Soldadura do Provete ............................................................................................................... 46

3.7. Tratamento Térmico após Soldadura ....................................................................................... 48

3.8. Ensaios Não Destrutivos .......................................................................................................... 50

3.8.1. Partículas Magnéticas ................................................................................................... 50

3.8.2. Radiografia .................................................................................................................... 51

3.9. Ensaios Destrutivos .................................................................................................................. 52

3.9.1. Ensaios de Durezas ...................................................................................................... 52

3.9.2. Macrografia .................................................................................................................... 52

3.9.3. Micrografias ................................................................................................................... 53

4. Resultados e Discussão ................................................................................................................ 55

4.1. Resultados Obtidos e Discussão .............................................................................................. 55

4.1.1. Ensaio de Partículas Magnéticas .................................................................................. 55

4.1.2. Ensaio Radiográfico ...................................................................................................... 56

4.1.3. Ensaio de Durezas ........................................................................................................ 58

4.1.4. Macrografia .................................................................................................................... 60

4.1.5. Micrografia ..................................................................................................................... 60

4.2. Discussão global ....................................................................................................................... 64

4.3. Análise de custo ....................................................................................................................... 65

5. Conclusões e Trabalho Futuro ...................................................................................................... 68

viii

5.1. Conclusões ............................................................................................................................... 68

5.2. Trabalho Futuro ........................................................................................................................ 69

XII. Bibliografia ..................................................................................................................................... 71

XIII. Anexos ............................................................................................................................................. a

A. Procedimentos Experimentais .................................................................................................... b

A.1 Procedimento Tungsténio Inerte Gás ....................................................................................... b

A.2 Procedimento Partículas Magnéticas ........................................................................................c

A.3 Procedimento Radiografia ......................................................................................................... d

A.4 Procedimento Durezas .............................................................................................................. e

A.5 Procedimento Macrografia ........................................................................................................ g

A.6 Procedimento Micrografia ......................................................................................................... h

B. Ficha Técnica Thermanit MTS 3 ....................................................................................................... i

C. WPS (Welding Procedure Specification) ........................................................................................... j

ix

VII. Índice de Figuras

Figura 2.1 – Ciclo Combinado [2] .......................................................................................5

Figura 2.2 - Principais Componentes de uma Central [2] ..................................................................... 6

Figura 2.3 - Funcionamento de uma Central [5].................................................................................... 7

Figura 2.4 - Tipos de HRSG [2] ............................................................................................................. 8

Figura 2.5 - HRSG horizontal com queima auxiliar [2] .......................................................................... 9

Figura 2.6 - HRSG vertical com queima auxiliar [2] ............................................................................ 10

Figura 2.7 - HRSG Horizontal com 3 níveis de pressão [2] ................................................................ 10

Figura 2.8 - HRSG vertical com 3 níveis de pressão [2] ..................................................................... 13

Figura 2.9 - Ciclo de uma HRSG [2] .................................................................................................... 14

Figura 2.10 - Diagrama temperatura Vs entropia ciclo a vapor [2] ..................................................... 15

Figura 2.11 - Diagrama da troca de energia entre os gases de escape e Água – Vapor de uma

caldeira de recuperação com um nível de pressão (ciclo-combinado) [2] .................................. 16

Figura 2.12 - Esquematização do processo TIG [8] ............................................................................ 18

Figura 2.13 - Comparação de espessura e peso utilizando o P(T)91 e P(T)22 [13] .......................... 21

Figura 2.14 - Microestrutura do T/P91 após realizaçãp da normalização e revenido com amplificação

de 200x [14] ................................................................................................................ 23

Figura 2.15 – Diagrama de arrefecimento do T/P91 [14] .................................................................... 25

Figura 2.16 - Efeito da temperatura de revenido nas propriedades do P/T91 [12] ...................... 26

Figura 2.17 - Ciclo térmico [13] ........................................................................................................... 28

Figura 2.18 - Defeito na Soldadura - Fissuração ................................................................................ 30

Figura 2.19 - Chanfro anteriormente utilizado ..................................................................... 33

Figura 3.1 – Fluxograma genérico do trabalho efetuado .................................................................... 36

Figura 3.2 - Posicionamento do tubo ao colector ................................................................................ 40

Figura 3.3 –Provetes com materiais .................................................................................................... 40

Figura 3.4 - Chanfro do provete .......................................................................................................... 41

Figura 3.5 - Caminhos considerados para o cálculo das forças na junta soldada [40] .................. 42

Figura 3.6 - Cálculo da Temperatura de Pré-aquecimento ................................................................. 45

Figura 3.7 - Técnica de Soldadura ...................................................................................................... 46

Figura 3.8 - Ciclo térmico após Soldadura .......................................................................................... 48

Figura 3.9 - Provete soldada ............................................................................................................... 49

Figura 3.10 - Provete no forno de Tratamento Térmico com os térmopares ...................................... 49

Figura 3.11 - Aplicação do agente contrastante (revestimento) no provete ................................ 50

Figura 3.12 - Realização do ensaio com o equipamento e aplicação das partículas magnéticas .... 51

Figura 3.13 - Provete após realização da radiografia ......................................................................... 51

x

Figura 3.14 - Macrografia da junta e exemplo das Durezas medidas ................................................ 52

Figura 3.15 - Exemplo da amostra de um ensaio metalugráfico ......................................................... 53

Figura 4.1- Zona onde foram medidas as durezas ............................................................................. 58

Figura 4.2 - Gráfico de durezas e localização dos valores na soldadura ........................................... 59

Figura 4.3 - Macrografia de B11 ...................................................................................... 60

Figura 4.4 - Zonas de onde se retiraram as Micrografias ................................................................... 61

Figura 4.5 - Micrografia da Zona 1 –MB (SA-213-T91) - B13 ........................................................... 61

Figura 4.6 - Micrografia da Zona 2 - ZTA MB (SA-213-T91) - B13 ................................................... 62

Figura 4.7 - Micrografia da Zona 3 - Face do MD - B13 .................................................................... 62

Figura 4.8 - Micrografia da Zona 4 - Raiz do MD - B13 .................................................................... 63

Figura 4.9 - Micrografia da Zona 5 - ZTA do MB (SA-335-P91) - B13 .............................................. 63

Figura 4.10 - Micrografia da Zona 6 - MB (SA-335-P91) - B13......................................................... 64

Figura A.1- 1 – Equipamento: ProTig 410 - Kemppi ...............................................................b

Figura A-2- 1 – a) Suspensão com Partículas Magnéticas; b) Íman; c) Revestimento contrastante ... c

Figura A-2- 2 - a) Após pulverização com o revestimento Contrastante; b) Aplicação da suspensão de

Partículas Magnéticas e contacto do Íman com a amostra. ...................................................... c

Figura A-4- 1 – Equipamento – EMCOTEST – M4C1RG3 - Teste Dureza de Vickers .....................f

Figura A-5- 1 – A) Equipamento: Struers Tegramin-30 - Máquina de Lixar; B) Macrografias com lixa

1000 ..........................................................................................................................g

Figura A-6- 1 – Equipamento OLYMPUS – Modelo GX51/DP20 - Teste de Micrografia - ................... h

Figura B- 1 - Ficha Técnica Thermanit MTS 3…………………………………………………….i

Figura C- 1- WPS utilizado …………………………………………………………………………j

xi

VIII. Índice de Tabelas

Tabela 2.1 - Composição Química T/P91 [15] [16] ............................................................................. 22

Tabela 2.2 - Propriedades Mecânicas do T/P91 ................................................................................. 23

Tabela 2.3 - Percentagem de Reparações por Soldador .................................................................... 31

Tabela 2.4 - Parâmetros utilizados no ensaio anterior ........................................................................ 32

Tabela 3.1 - Número de Horas por Reparação ................................................................................... 37

Tabela 3.2 - Número de Horas por Reparação ................................................................................... 38

Tabela 3.3 - Custo Total por reparação .............................................................................................. 39

Tabela 3.4 - Diâmetro e Espessura dos tubos utilizados .................................................................... 40

Tabela 3.5 - Valores para o cálculo das Forças .................................................................................. 43

Tabela 3.6 - Resistência do carregamento no caminho número 1 ..................................................... 44

Tabela 3.7 - Resistência do carregamento no caminho número 2 ..................................................... 44

Tabela 3.8 - Parâmetros de soldadura: Passo de Raiz ...................................................................... 47

Tabela 3.9 - Parâmetro de Soldadura: 2º Passo ................................................................................. 47

Tabela 3.10 - Parâmetro de Soldadura: 3º Passo ............................................................................... 47

Tabela 4.1 - Parâmetros de Ensaio ..................................................................................................... 56

Tabela 4.2 - Resultados do ensaio radiográfico .................................................................................. 57

Tabela 4.3 - Condições do ensaio de durezas nos materiais em Gr91 .............................................. 58

Tabela 4.4 - Tempo em horas por cada soldadura realizada ............................................................. 66

Tabela 4.5 - Custo Total em € por cada soldadura ............................................................................. 66

Tabela A-5- 1 - Contrastação Macrográfica ..........................................................................g

Tabela A-6- 1 - Contrastação micrográfica ...........................................................................h

xii

IX. Índice de Equações

(2.1) ................................................................................................................................................... 27

(2.2) ........................................................................................................................ 30

(3.1) .................................................................................................................................................. 41

(3.2) .................................................................................................................................................. 41

(3.3) ........................................................................................................................ 42

(3.4) ........................................................................................................................ 42

(3.5) ........................................................................................................................ 42

(3.6) ........................................................................................................................ 42

(3.7) ........................................................................................................................ 42

(3.8) ........................................................................................................................ 44

(3.9) ........................................................................................................................ 45

(3.10) .................................................................................................................................................. 48

(4.1) ........................................................................................................................ 66

xiii

X. Lista de Siglas e Acrónimos

AP Alta pressão

ASTM American Society for Testing and Materials

ASME American Society of Mechanical Engineers

AWS American Welding Society

A Ampers

BP Baixa pressão

Cm Centímetros

EC Economizador

Q Entrega Térmica

€ Euros

EV Evaporador

HRSG Heat Recovery Steam Generator

H Hora

IST Instituto Superior Técnico

kN kilo Newton

kV kilo Volt

MB Material Base

MD Material Depositado

MP Média pressão

Mpa Mega Pascal

Mm Milímetros

Min Minuto

N Newton

R Reaquecimento

S Sobreaquecimento

TTT Tempo Temperatura Transformação

TIG Tungsténio Inerte Gás

UTL Universidade Técnica de Lisboa

WPS Welding Procedure Specification

ZTA Zona Termicamente Afectada

xiv

XI. Lista de Símbolos

Dl Abertura necessária para a instalação da tubuladora

E1 Alongamento

Al Alumínio

Sb Antímônio

As Arsénio

C Carbono

Ceq Carbono Equivalente

B Coeficiente de força de corte na parade da tubuladora

F Coeficiente de força de corte no cordão de soldadura

E Coeficiente de força de tensão na soldadura

K Constante do processo TIG

A11 Provete 11 pertence ao número de fusão 1-30143

B11 Provete 11 pertence ao número de fusão 977349











Cr Crómio

CT Custo Total

D Diâmetro interior da tubuladora

Wl Dimensão do cateto da soldadura

HV Dureza Vickers

S Enxofre

Dc Espessura combinada

Tr Espessura mínima do colector

Wd Espessura na tubuladora do colector

tn Espessura na tubuladora do tubo

Sn Estanho

Fpr Força de corte da parede da tubuladora

xv

Fcse Força de corte no cordão de soldadura exterior

Fcsi Força de corte no cordão de soldadura interior

Fmr Força minima requirida

Fcs Força na junta de soldadura em tensão

P Fósforo

HB Hardness Brinell

H Hidrogénio

I Intensidade da corrente

Mn Manganês

MWT Minimum Wall Thickness

Mo Molibdénio

Nb Nióbio

Ni Níquel

Π pi

PU Potência Utilizada

PE Preço de Energia

PHH Preço/Homem/Hora

R1 Raio de curvatura no chanfro

R2 Raio de curvatura no chanfro

Frc1 Resistência combinada no caminho 1

Frc2 Resistência combinada no caminho 2

Si Silício

Mf Temperatura de fim de transformação martensitica

AC3 Temperatura de início da transformação austenite (ºC)

AC1 Temperatura de início da transformação crítica (ºC)

MS Temperatura de início de transformação martensitica

TTS Tempo total por soldadura

σ_adm tensão admissivel

σc Tensão de Cedência

V Tensão arco eléctrico

σ_R Tensão de Rotura

Ti Titânio

V Vanádio

V Velocidade da soldadura

1

Capítulo 1

1. Introdução

Neste capítulo será apresentada uma breve explicação do estudo efectuado, assim como o

âmbito deste trabalho. Os objectivos da realização desta dissertação também serão abordados neste

capítulo.

1. 1. Introdução/Âmbito do trabalho

O estudo a desenvolver consiste em controlar os processos de soldadura e tratamento térmico

num conjunto de juntas similares, de modo a diminuir a fissuração a frio no mesmo tipo de juntas. As

juntas similares a estudar tem como materiais base ligas Crómio-Molibdénio, do tipo grau 91. Ao nível

do design/projecto da HRSG, Heat Recovery Steam Generator, o grau 91 é um material com bastante

utilidade devido às suas propriedades a elevadas temperaturas. A soldadura entre estes materiais é

um tema que coloca algumas dificuldades tecnológicas e operativas, o mesmo acontece com o

tratamento térmico de alívio de tensões após soldadura, estando relacionado com a fissuração a frio.

Inicialmente elaborou-se uma avaliação dos custos monetários que as reparações têm,

inerentes à fissuração a frio, uma vez que o objectivo deste projecto é também a redução de custos.

Durante a realização desta dissertação foi elaborado um conjunto de amostras do T91-P91, sendo as

juntas similares soldadas com consumíveis idênticos ao material base. Após as amostras soldadas

2

seguiu-se a etapa do tratamento térmico, sendo este realizado em conformidade com o código ASME

(Secção I), bem como os ensaios a efectuar.

Na discussão dos resultados foi realizado uma análise detalhada dos resultados obtidos, bem

como uma comparação das soldaduras das amostras com soldaduras semelhantes.

1. 2. Objectivo

O estudo a desenvolver tem como principal objectivo a resolução de problemas relacionados

com a fissuração a frio em materiais em grau 91. Inerente a este estudo, está o aprofundar

conhecimentos nos procedimentos de soldadura e tratamento térmico em juntas similares entre os

materiais de grau 91, bem como o funcionamento do produto HRSG e dos seus componentes.

Neste âmbito pretende-se analisar a influência do procedimento de soldadura e do tratamento

térmico, procurando uma alternativa ao processo utilizado. Esta alternativa baseou-se na alteração do

procedimento de soldadura utilizado, mantendo os requisitos de qualidade da soldadura. Com o

intuito de promover esta alteração, foi realizada uma sequência de soldadura dividida em quatro

passos. Deste modo, propôs-se efectuar as soldaduras alternativas em materiais do tipo P91-T91

com diversos operadores analisando a influência nas durezas e estrutura metalúrgica dos materiais.

Com o desenvolvimento deste estudo, foi possível elaborar uma estimativa de custos que se

obtiveram da aplicabilidade do procedimento desenvolvido, demonstrando assim a viabilidade

económica do mesmo.

Com a finalidade de examinar a influência desta nova técnica de soldadura recorreu-se a

ensaios não destrutivos, raios X e partículas magnéticas e a ensaios de durezas. Para finalizar

realizou-se ainda ensaios metalográficos, possibilitando uma inspecção macrográfica das juntas e

avaliação da microestrutura, através de micrografia. Os ensaios citados foram elaborados de acordo

com os respectivos códigos de execução, sendo os resultados obtidos posteriormente validados

pelos critérios de aceitação dos códigos de Projecto e Fabrico aplicáveis.

1.3. Estrutura da Dissertação

O presente subcapítulo contém uma breve explicação sobre a estrutura utilizada para a

elaboração desta dissertação. No capítulo 2, revisão bibliográfica, será apresentada uma breve

explicação dos princípios de funcionamento de uma HRSG, bem como dos seus principais

componentes. Neste capítulo é ainda feita uma uma abordagem ás propriedades e características

dos materiais utilizados. Ainda neste âmbito é abordado a soldadura de juntas similares entre os

materiais utilizados no estudo, sendo também abordado neste capítulo, onde são descritas as

variáveis mais influentes no processo de soldadura. No capítulo 3 é abordada a metodologia utilizada,

3

bem como os tópicos relevantes na execução da parte experimental do estudo. Os tópicos abordados

são os materiais utilizados, os aspectos geométricos do provete, a execução das soldaduras a

respectiva descrição dos parâmetros utilizados, o tratamento térmico pós-soldadura efectuado ao

provete, e os ensaios não destrutivos e destrutivos com respectiva normas aplicáveis de execução e

aceitação. No que concerne ao capítulo 4 são apresentados os resultados e discutidos os ensaios

não destrutivos e destrutivos efectuados às soldaduras, bem como análise de custo inerente à

utilização deste processo. Na apresentação dos resultados e discussão dos ensaios estes serão

comparados com as respetivas normas de aceitação aplicáveis a cada tipo de ensaio. Para finalizar,

no capítulo 5, descreve as conclusões obtidas, bem como as perspectivas para realização de um

trabalho futuro.

4

Capítulo 2

2. Revisão Bibliográfica

2. 1. Introdução

No presente capítulo será apresentado uma breve explicação dos princípios de funcionamento

de uma HRSG, bem como dos seus principais componentes. Neste capítulo é ainda feita uma

introdução a cada um dos materiais a utilizar com uma descrição das suas propriedades,

características e utilização.

A soldadura de juntas similares entre os materiais utilizados no estudo também é abordado

neste capítulo, onde são descritas as variáveis mais influentes no procedimento de soldadura, assim

como uma sucinta exposição do processo de soldadura utilizado.

2. 2. Ciclo Combinado

5

A necessidade de obtenção de procura melhores rendimentos térmicos resultou em

modificações inovadoras nas centrais térmicas convencionais, sendo que uma modificação mais

vulgar envolve um ciclo de gás superior a um ciclo de vapor, denominado Ciclo Combinado a Gás e a

Vapor ou somente Ciclo Combinado. Na Figura 2.1, é possível visualizar a estrutura típica de uma

central termoeléctrica [1].

Figura 2.1 – Ciclo Combinado [2]

O ciclo combinado tem como definição a união de dois ciclos, de tal forma que o calor

descarregado por um dos ciclos; é usado parcial ou na totalidade como calor fornecido ao outro.

Os ciclos de turbina a gás funcionam, geralmente, a temperaturas consideravelmente

superiores aos de vapor. A temperatura máxima do fluido à entrada da turbina é de cerca de 620º C

nas modernas centrais térmicas a vapor mas é superior a 1150º C nas centrais de turbina a gás. A

utilização de temperaturas superiores nas turbinas a gás foi possível devido a melhoramentos no

arrefecimento das pás e no seu revestimento com materiais resistentes ao calor, tais como materiais

cerâmicos. Devido à maior temperatura média à qual o calor é fornecido, o ciclo de turbina a gás

apresenta um maior potencial de elevados rendimentos térmicos. Contudo, estes ciclos apresentam

uma desvantagem inerente: O gás sai da turbina a temperaturas muito elevadas (geralmente acima

dos 500º C), o que elimina qualquer ganho potencial no rendimento. A situação pode ser melhorada

pela utilização de regeneração, mas o melhoramento é limitado [3].

Faz sentido, em termos de engenharia, aproveitar as características do ciclo de turbina a gás e

utilizar os gases de escape como fonte de energia para um ciclo inferior, tal como um ciclo de

potência a vapor.

6

Em suma, o ciclo primário é o ciclo em que o gás é o combustível que vai accionar uma turbina

a gás produzindo energia; o ciclo de recuperação ou o ciclo efectuado pela caldeira de recuperação é

onde o fluxo de gases quentes (acima de 900ºC) vai produzir vapor e produzir energia através de

uma turbina convencional.

2. 3. Estrutura e funcionamento de uma central termoeléctrica

Como já foi referenciado anteriormente, o principal processo de uma central eléctrica é a

transformação do vapor em energia eléctrica. Este tipo de central pode ser divido em diferentes

partes que são:

Sistema de queima;

HRSG;

Turbina a vapor;

Alternador;

Sistema de alimentação de água;

Sistema de arrefecimento.

Figura 2.2 - Principais Componentes de uma Central [2]

7

Na Figura 2.3, é possível analisar o ciclo de funcionamento de uma central. Neste exemplo é

considerado uma central com dois níveis de pressão. Inicialmente, ocorre uma reacção química, fuel

com queimador, libertando-se um fluxo de calor, ocorrendo na turbina a gás. Este fluxo, irá passar

pelos tubos que contêm água no seu interior. De seguida, o fluxo de calor é direccionado para a

HRSG. O aparelho, HRSG, será explicado no ponto 2.3 no presente capítulo, bem como o seu

princípio básico de funcionamento.

Da HRSG poderá sair até 2 tipos de vapor: vapor sem contaminação de água (Vapor Seco) e

vapor com contaminação de água (Vapor húmido). O vapor seco irá directamente para a Turbina a

Vapor de alta pressão, originando a energia eléctrica para abastecimento da rede eléctrica. Por sua

vez, o vapor húmido poderá será direccionado para o aparelho, Dearactor, ou direccionado para a

turbina de baixo pressão.

No Dearactor, o vapor húmido com maior percentagem de água líquida, é purificado,

libertando o hidrogénio presente no vapor, sendo depois reenviado para a HRSG, repetindo-se o

processo.

Por outro lado, na turbina de baixa pressão, para onde o vapor húmido com uma menor

percentagem em água líquida se dirige, será reconduzido para o condensador. No condensador,

como o seu nome indica, o vapor será condensado. Posteriormente, a água será pré-aquecida e

Figura 2.3 - Funcionamento de uma Central [5]

8

incorporada novamente na HRSG. A fase de pré aquecimento é realizado com o intuito de aumentar

o rendimento da central.

2. 4. Caldeiras de Recuperação

2.4.1. Tipos

A caldeira de recuperação de calor num ciclo combinado, não é mais do que o elemento que

aproveita a energia dos gases de escape provenientes de uma turbina a gás, utilizando-a para

transformar água líquida em vapor sobreaquecido.

Posteriormente, esse vapor será utilizado numa turbina a vapor que com o auxílio da própria

turbina a gás irá fornecer energia cinética ao veio de um alternador produzindo-se assim energia

eléctrica. Entretanto, o vapor produzido pode ser utilizado para outros fins, como por exemplo a

produção de vapor para aplicações industriais, produção de calor para sistemas de aquecimento

central (cogeração) etc.

As caldeiras de recuperação de calor do tipo HRSG – Heat Recovery Steam Generator,

designação em inglês – podem ser classificadas tendo em conta a combustão, ou seja, se estas são

concebidas como ou sem combustão auxiliar. Estas ainda podem ser classificadas tendo em conta a

sua configuração geométrica, ou seja, se estas são horizontais ou verticais tendo como referência a

superfície do solo, como é possível verificar na Figura 2.4 [6].

2.4.2. Com/Sem auxiliares de combustão

Figura 2.4 - Tipos de HRSG [2]

9

As caldeiras de recuperação do tipo HRGS sem combustão auxiliar são as mais comuns e as

mais utilizadas no ciclo combinado. Essencialmente, este não é mais do que um equipamento que

favorece a troca de calor entre os gases de escape e o circuito água-vapor por convecção. Quanto às

caldeiras com combustão auxiliar, estes são concebidos com queimadores e com sistemas de

fornecimento de ar adicional para a queima. As modificações construtivas normalmente limitam-se

apenas à instalação de queimadores na conduta dos gases de entrada na caldeira. Esta disposição

construtiva, permite a utilização do eventual excesso de oxigénio presente nos gases de escape que

vêm pela tubeira da turbina a gás, sem ultrapassar as temperaturas admissíveis da placa de

protecção do isolamento (temperaturas inferiores a 800ºC) e sem modificar, de forma excessiva, a

distribuição das superfícies de trocas de calor em comparação com as caldeiras sem combustão

auxiliar. Normalmente, as caldeiras com combustão auxiliar vêm munidas com dessobreaquecedores

de água pulverizada para efectuar uma maior regulação da temperatura do vapor. De seguida

apresenta-se resumidamente dois exemplos de aplicação de queima auxiliar em HRSG [6].

As caldeiras com auxiliares de combustão possuem uma boa adaptação em casos onde a

exigência da produção de potência é limitada, mas em que as necessidades de vapor de processo

são elevadas. Esta solução permite a produção de vapor numa proporção superior ao que se obteria

com uma caldeira HRSG sem queima auxiliar. A caldeira apresentada na Figura 2.5 retrata na

perfeição esta solução.

Em muitos processos industriais há a necessidade de consumir grandes potências de energia,

pelos quais se recorre ao ciclo combinado com eventual perda de calor pelos gases de escape das

turbinas. Para além disto, juntamente com os gases de escape existe a presença de monóxido de

Figura 2.5 - HRSG horizontal com queima auxiliar [2]

10

carbono, CO, que poderá ser queimado. Como tal, as caldeiras verticais com queima auxiliar são uma

boa escolha para satisfazer as exigências específicas do consumidor, Figura 2.6.

2.4.3. HRSG Horizontal

A caldeira disposta horizontalmente é aquela em que os gases de escape da turbina seguem

uma trajectória horizontal por entre os vários módulos de sobreaquecimento (S), reaquecimento (R),

evaporador (EV), economizador (EC) e aquecimento de água. Na Figura 2.7, encontrasse um

esquema assinalando a laranja o circuito de alta pressão (AP), a verde o circuito de média pressão

(MP) e a amarelo o circuito de baixa pressão (BP).

Figura 2.6 - HRSG vertical com queima auxiliar [2]

Figura 2.7 - HRSG Horizontal com 3 níveis de pressão [2]

11

Os tubos por onde se dá a transferência de calor encontram-se dispostos na vertical. Estes

possuem alhetas na superfície exterior e, o processo de evaporação dá-se por circulação natural,

aproveitando a diferença de densidade, existente, entre a água do circuito de descida e a mistura de

água vapor do circuito de subida. Neste tipo de caldeiras, os tubos verticais auto suportam-se a eles

mesmos, ou seja, os tubos fazem parte de um conjunto de colectores que se encontram na zona alta

da caldeira fixos ao tecto. Dado o facto, torna-se desnecessário um sistema próprio de suporte dos

tubos, em que a caldeira não necessita de estruturas metálicas de suporte da estrutura, tornando-se

mais compacta e financeiramente mais barata. Quanto ao isolamento, é suficiente que o isolante seja

colocado no interior da caldeira de modo a evitar a utilização de alhetas e juntas de dilatação nas

chapas de protecção. É conveniente que o isolante instalado no interior da caldeira seja por sua vez

protegido com uma chapa, de forma a proteger o isolante da água e do vapor resultante do

rebentamento de um tubo [6].

Devido à configuração compacta da caldeira, durante a fase de projecto, devesse ter especial

cuidado e atenção aos detalhes construtivos e operativos que apresento de seguida:

A perda de carga dos gases de escape durante a sua passagem ao longo da caldeira deve ser

inferiores a 300 mm de coluna de água;

Deve ter-se muita atenção à qualidade dos materiais empregues na construção dos módulos

mais solicitados termicamente a nível de altas temperaturas;

Deve seguir-se procedimentos rigorosos e restritos de soldadura e controlo da qualidade –

radiografia, ultrasons e inspecção visual – especialmente em soldaduras dos tubos verticais com

os colectores dos módulos submetidos a elevadas temperaturas, devido à falta de acesso para

reparação, e pelo facto de estes se encontrarem expostos durante o funcionamento a elevados

gradientes térmicos e tensões térmicas capazes de provocar a rotura dos tubos;

Deve-se eliminar as tensões residuais das curvas dos tubos a 180º, susceptíveis de

provocarem fissuras;

Durante a fase de operação/funcionamento das caldeiras de recuperação, deve-se ter especial

atenção ao seguinte:

Deve seguir-se um procedimento planeado de conservação estrito durante os períodos de

paragens prolongadas;

Estabelecer procedimentos periódicos de limpeza química;

Seguir rigorosamente o procedimento de operação em arranques rápidos definidos pelos

fabricantes;

Definir um plano de inspecções periódicas às soldaduras efectuadas nos tubos e colectores,

submetidos aos maiores gradientes de temperatura, susceptíveis de provocar fluência e fadiga

térmica – colectores de saída dos sobreaquecedores, reaquecedores e colectores de entrada do

economizador –.

12

Vigiar cuidadosamente os parâmetros químicos da água de alimentação, especialmente quanto

ao nível de oxigénio e à possibilidade de contaminação de liquido proveniente de eventuais roturas

dos tubos do condensador;

Durante as grandes revisões deve-se inspeccionar, pelo interior, os tubos dos evaporadores,

de forma a confirmar se existe ou não formação de depósitos salinos que possam impedir a

correcta transferência de calor;

Respeitar as curvas de subida e descida de temperaturas recomendados pelos fabricantes.

Normalmente, não se deve ultrapassar os 7ºC/minuto durante a subida de carga no intervalo dos

[380ºC –560ºC] e durante a descida de carga no intervalo nos [560ºC – 320ºC];

Deve-se manter um fluxo contínuo de água no economizador durante os arranques para evitar

os choques térmicos no colector de entrada. Sendo assim, deve-se controlar a pressão no

economizador em baixas cargas, de forma a evitar a formação de vapor;

Vigiar cuidadosamente os indicadores de tensões nos suportes dos tubos principais,

verificando se estes encontram-se dentro dos valores admissíveis [6]

2.4.4. HRSG Vertical

Este tipo de caldeiras, Figura 2.8, parecidas quanto à sua configuração geométrica com as

caldeiras convencionais, encontra-se apoiado por uma estrutura metálica que por sua vez suporta os

vários módulos que compõem a caldeira e é desta estrutura que partem os apoios dos tubos

horizontais. Neste tipo de caldeiras, os tubos possuem uma maior liberdade de dilatação e não se

encontram submetidos a elevadas tensões térmicas. É de salientar a estrema facilidade de acesso

aos vários tubos para inspecção e manutenção (Manutibilidade elevada).

13

Algumas caldeiras verticais são concebidas com circulação forçada, outras com circulação

assistida durante os arranques, embora a tendência seja concebê-las com circulação natural, o que

por sua vez implica elevar a posição dos equipamentos, para conseguir com que a diferença de

densidade entre a coluna de água dos tubos dos colectores inferiores e dos tubos de saída do

colector do evaporador permita a continuação da circulação através dos tubos do evaporador

horizontal.

Neste tipo de caldeiras, o isolamento pode ser efectuado apenas nas zonas inferiores da

caldeira, com protecção de capa isolante, ou misto, com um recobrimento interno em fibra de

cerâmica apenas nas zonas superiores, onde os gases são mais frios.

O modelo de operação destas caldeiras (também aplicáveis às caldeiras horizontais) baseia-se

na “pressão deslizante”, onde a pressão do vapor flutua de acordo com o fluxo de vapor,

permanecendo completamente abertas as válvulas da turbina. Esta forma de operação maximiza

claramente o rendimento da caldeira quando sujeita a cargas parciais. Sempre que se reduz a

produção de vapor, através da redução do caudal e da temperatura dos gases de escape, também se

Figura 2.8 - HRSG vertical com 3 níveis de pressão [2]

14

reduz a pressão e com ela a temperatura de saturação, considerando-se uma elevada vaporização e

recuperação da maior parte da energia dos gases de escape.

Umas das características a ter em conta durante a fase de operação destas caldeiras são os

registos que direccionam o fluxo dos gases. Periodicamente deve-se comprovar a ausência de

vibrações e deformações no fecho dos registos, para que não hajas zonas preferenciais de passagem

dos gases. Ou seja, que o seu escoamento seja homogéneo por toda a secção transversal da

caldeira. A perda de carga, tal como para o caso anterior, deve limitar-se ao intervalo dos [200 a 300]

mm de coluna de água, pelo que se restringe a quantidade de alhetas presentes nos tubos.

2.4.5. Principio básico de uma HRSG

Inicia-se a explicação do funcionamento de uma caldeira de recuperação HRSG através da

ilustração do princípio básico de funcionamento de uma caldeira recuperadora de calor vertical de um

nível de pressão. Na maioria das vezes os permutadores de calor, constituintes da caldeira, são

designados de recuperadores de calor, havendo entre deles características semelhantes

relativamente aos materiais e configuração geométrica. Desde o economizador até ao

sobreaquecedor, passando pelo evaporador e barrilete, cada um destes elementos estão ligados

ordenadamente em série, onde no exterior destes passam os gases quentes e no interior circula

água/vapor, desempenhando cada um o seu papel de permuta de calor, como se ilustra na Figura

2.9.

Figura 2.9 - Ciclo de uma HRSG [2]

15

Para além dos três componentes de permuta de calor frisados atrás, outros podem ser

instalados nas caldeiras recuperadoras de calor, dependendo principalmente de considerações

económicas, condições do ciclo e/ou exigências do processo de vapor. Indicação dos principais

elementos de troca de calor intervenientes no sistema e sua visualização no ciclo de Rankine. Bomba

de alimentação da água (1’- 1’’). Economizador (1’’- 2) aquecendo a água no estado liquido

subarrefecido até perto da zona de saturação. Evaporador (2-3) é o elemento essencial do ciclo na

evaporação latente da água, sendo o Barrilete o órgão auxiliar que separa o líquido saturado do vapor

saturado à pressão e temperatura constante. O sobreaquecedor (3-3’) é o recuperador final que

estabelece a temperatura final do vapor sobreaquecido à saída da caldeira, ponto 3'. No ciclo de

vapor, Figura 2.10, estes permutadores têm a função de absorver a energia dispensada pelos gases

e aproveitá-la para gerar vapor, designado de cogeração.

Através do diagrama que está representado na Figura 2.11 , observa-se a evolução da troca de

energia entre os gases de escape e água vapor desde o escape da turbina, até à sua saída pela

chaminé da caldeira de recuperação. É de salientar o facto deste diagrama pertencer a uma caldeira

de recuperação, aplicada no ciclo combinado gás-vapor com apenas um nível de pressão.

Figura 2.10 - Diagrama temperatura Vs entropia ciclo a vapor [2]

16

Durante o projecto da caldeira, e durante o seu funcionamento normal, deve ser efectuado uma

análise e controlo dos seguintes parâmetros:

Selecção da pressão de operação, garantindo a melhor possibilidade de recuperação de calor

e aumentando a eficiência da caldeira e do ciclo combinado;

A temperatura da água de alimentação (ponto 1'') deve ser suficientemente alta para prevenir

a condensação (ponto de orvalho) nos tubos da caldeira, e assim evitar ao máximo

problemas de corrosão;

A temperatura de sobreaquecimento (ponto 3'), é limitada, tanto pelos limites metalúrgicos

dos materiais aplicados, como pela temperatura dos gases de exaustão da turbina (550ºC);

O "Pinch Point" do sobreaquecedor, diferencial de temperatura dos gases quentes à entrada

(ponto A) e o vapor sobreaquecido à saída do permutador (ponto 3');

O "Pinch Point" no evaporador, diferencial de temperatura entre os gases à saída do

permutador (ponto C) e a temperatura de saturação do vapor (Pontos 2' e 3). O "Pinch Point"

estabelece assim um compromisso entre a eficiência do ciclo ou da caldeira e a área de

permuta de calor requerida na caldeira, sendo este um factor importante na definição

económica do custo da caldeira. Na prática, os valores típicos do "Pinch Point" em caldeiras

de circulação natural e de combustão simples (sem adição de ar/oxigénio à entrada da

caldeira), estão compreendidos entre 8ºC e 10ºC;

O "Approach Point" no economizador, diferencial de temperatura entre a saturação no

evaporador ou barrilete (ponto 2') e a temperatura da água à saída do economizador (ponto

Figura 2.11 - Diagrama da troca de energia entre os gases de escape e Água – Vapor de uma caldeira de recuperação com um nível de pressão (ciclo-combinado) [2]

17

2). Parâmetro importante de controlar (devido a deposição de sais, controlo, estabilidade,

etc.), pois é de evitar o aparecimento ou formação de vapor no economizador. Na prática, os

valores do Δta1 estão próximos de 1ºC, para caldeiras recuperadoras de calor avançadas e

de circulação assistida, e compreendidos entre 5ºC e 20ºC para caldeiras de circulação

natural;

A temperatura dos gases quentes à saída da caldeira (ponto D), deve ser controlada acima

dos 85ºC, afim de evitar a condensação dos gases quentes sobre os tubos do economizador,

que proporcionam fenómenos de corrosão [6]

2.4.6. Evolução das HRSG

Nestes últimos anos, com a evolução tecnológica dos materiais e da ciência da informação,

foram efectuadas várias melhorias nas caldeiras de recuperação de calor, de forma a alcançarem-se

performances próximas das ideais, que conduziram ao registo de novas patentes.

Reunindo esforços no seio da engenharia, na optimização e controlo da produção de vapor das

caldeiras, é iminente agrupar as seguintes condições:

Aumentar a quantidade de calor recuperada da exaustão da turbina a gás (primeiro ciclo), de

onde o calor é extraído, estudando novas configurações geométricas das caldeiras e dos

próprios elementos que mecanizam a troca de calor;

Aumentar a temperatura dos gases de exaustão, permitindo uma maior quantidade de calor

disponível na caldeira e consequentemente níveis de temperatura mais elevados, exigindo

assim materiais mais resistentes, obrigando a "lay-outs" termodinâmicos mais complexos,

bem como o uso de vários níveis de pressão (normalmente três), relativamente a uma

caldeira convencional;

Baixar os custos, onde em centrais a ciclo combinado mais modernas, a caldeira

recuperadora de calor conta com aproximadamente 10% do custo total, e cerca de 20% do

custo do equipamento;

Relativamente à performance, e comparativamente às caldeiras convencionais, a caldeira

recuperadora de calor está intrinsecamente dependente do calor proveniente dos gases de

combustão da Turbina a Gás, das condições que daí advêm, das condições climáticas e dos

recursos, sejam eles naturais ou logísticos, disponíveis na área onde a central é instalada;

Desenvolver novos materiais isolantes, mais eficientes e fiáveis na resistência à passagem

do calor, garantindo uma maior conservação da energia térmica do sistema termodinâmico;

Maximizar o caudal de vapor sobreaquecido à saída da caldeira em consequência da

quantidade de calor recuperada, aumentando assim a produção de energia, e ao mesmo

tempo respeitar, segundo directivas e normas ambientais, os níveis de emissões gasosas de

óxidos de carbono, CO2 e CO, e, óxidos de azoto, NOX.

18

Tecnologicamente, cada Grupo da Central é constituído por uma turbina de combustão com

câmara de tipo anelar onde é queimado o Gás Natural. Num passo seguinte, os gases resultantes da

combustão são expandidos nessa mesma turbina, após o que a energia contida nos gases quentes é

recuperada numa caldeira onde é gerado vapor de água que, por sua vez, é depois expandido numa

turbina a vapor. Os gases de escape são, finalmente, expelidos para a atmosfera através de uma

chaminé com 75 m de altura.

Por se ter optado por uma tecnologia de eixo único, a turbina a vapor e a turbina a gás estão

acopladas a um mesmo alternador. Trata-se de uma tecnologia que permite obter uma elevada

eficiência de conversão energética, superior a 57%, com as mais baixas emissões específicas de

poluentes atmosféricos do parque termoeléctrico português.

2. 5. TIG

2.5.1. Princípios Básicos do Processo TIG

O processo TIG (Tungsténio Inerte Gás) é o processo de soldadura mais adequado para a

união dos componentes envolvidos, devido ao tipo de junta utilizada neste estudo e, à espessura

reduzida dos materiais a soldar. Este processo utiliza um elétrodo de tungsténio (não consumível),

uma tocha de soldadura, uma fonte de energia e sistema de distribuição de gás de proteção e

caudalimetro, cabo de energia e cabo de retorno e alicate de massa. O gás de proteção é alimentado

através da tocha tendo a finalidade de proteger o elétrodo e o banho de fusão (quer durante a fusão

do material, quer durante a solidificação). O arco eléctrico é produzido pela passagem de corrente

eléctrica, entre o elétrodo e o material base, por condutividade. Sendo o arco eléctrico estabilizado

entre a ponta do eléctrodo e o material base, e o calor proveniente do arco elétrico irá fundir o

material base. A corrente eléctrica é gerada pela fonte de energia. Assim que o arco elétrico e o

banho de fusão estão estabilizados, iniciar-se-á a movimentação da tocha, realizando a soldadura na

junta pretendida. Caso seja necessário, poder-se-á utilizar material de adição sob a forma de vareta.

[7]

Figura 2.12 - Esquematização do processo TIG [8]

Condutor de corrente Velocidade de

Soldadura

Tocha

Mangueira de Gás de

proteção

Eléctrodo de Tungsténio

Gás de Proteção

Fonte de Potência

Arco Elétrico

Material Base Banho de Fusão Solidificação da soldadura

Bocal

19

2.5.2. Parâmetros do Processo

Os parâmetros que o processo TIG apresenta são: intensidade de corrente, tensão arco

elétrico, velocidade de soldadura, tipo e diâmetro do elétrodo e o gás de proteção.

A intensidade de corrente do arco elétrico controla a penetreção da soldadura e o

comprimento do arco, sendo este directamente proporcional à intensidade de corrente. Devido a este

facto, para um melhor ajuste do comprimento do arco elétrico, é necessário regularizar a intensidade

de corrente. Este processo tem a possibilidade de ser utilizado em corrente direta ou alterna,

dependendo das características do material base a soldar. Quando se utiliza corrente direta com

polaridade negativa no elétrodo, é possível realizar soldaduras com maior velocidade e maiores

penetrações, especialmente quando o hélio é o gás de proteção utilizado. Por sua vez, a corrente

alterna é utilizada para a remoção de óxidos em ligas de alumínios e magnésio, e assim realizar

soldaduras nestes materiais de elevada qualidade, sendo neste caso o gás de proteção utilizado é o

árgon. [7]

No que concerne à tensão arco elétrico, esta é medida entre o eléctrodo de tungsténio e a peça

a soldar. A tensão arco elétrico está dependente de certas variáveis, tais como, intensidade da

corrente, a forma da extremidade do elétrodo de tungsténio, a distância compreendida entre a

extremidade do elétrodo e a peça a soldar e o tipo de gás de proteção utilizado. Desde que o

eléctrodo, o gás de protecção e a intensidade de corrente estejam previamente definidos, torna-se

fácil a determinação da tensão arco elétrico.

A velocidade de soldadura afecta a largura do cordão de soldadura, bem como a penetração

da soldadura. Este parâmetro também tem grande influência nos custos inerentes à realização da

soldadura.

Analogamente o gás de proteção, que flui pela tocha em direção ao banho de fusão, tem como

finalidade proteger o elétrodo e o banho de fusão de contaminações atmosféricas. O gás de proteção

também pode ser utilizado para proteger a superfície inferior da soldadura, bem como impedir a

oxidação das superfícies do material base adjacentes ao banho de fusão. Hoje em dia os tipos de

gases de proteção utilizados são: árgon, hélio ou mistura dos mesmos. [7]

2.5.3. Vantagens e Limitações do Processo

As principais vantagens deste processo TIG estão esquematizadas nos seguintes pontos:

A soldadura apresenta uma elevada qualidade, livre de defeitos;

O eléctrodo não é consumível;

Poder-se-á utilizar este processo sem material de adição;

Permite bom controlo do passo de raíz quando comparado com outros processos;

Pode ser automatizável, conseguindo assim elevadas velocidades de soldaduras;

20

Permite um controlo preciso durante toda a soldadura;

Consegue-se soldar quase todos os metais, incluindo metais dissimilares;

O material de adição pode ser incorporado na soldadura sob a forma de vareta.

No que concerne às limitações do processo TIG, pode-se observá-las nos seguintes pontos:

Apresenta baixas taxas de depositação quando comparado com os processos de

eléctrodos consumíveis;

Necessária uma maior perícia por parte do soldador;

Para realizar uma boa soldadura, a superfície a soldar tem de estar limpa, caso

contrário o gás protector não terá qualquer efeito;

Poderá existir inclusões de tungsténio;

Possibilidade de contaminação ou porosidade, caso não se utilizei o gás de proteção

correcto;

Defleção do arco.

2. 6. Ligas Crómio-Molibdénio

Os aços crómio-molibdénio são conhecidos por possuírem boas propriedades de fluência a alta

temperatura. As ligas crómio-molibdénio avançadas são muito utilizadas no mundo inteiro, em

centrais térmicas [9][10].

Para aumentar a eficiência térmica bem como reduzir a poluição ambiental das centrais de

produção de energia, é necessário utilizar temperaturas e pressões de vapor mais elevadas

(600ºC/300 bar) do que as utilizadas no passado recente (568ºC/160 bar). A utilização de

temperaturas e pressões de serviço mais elevadas, levou à aplicação e desenvolvimento de materiais

com propriedades térmicas superiores. A utilização de aços ferríticos com alto teor de Cr (9-12% Cr)

é recomendável, devido às suas elevadas propriedades de resistência à corrosão sob tensão, maior

condutividade térmica, menor coeficiente de expansão térmica e menor custo, em comparação com

os aços inoxidáveis austeníticos, [11][12].

As centrais eléctricas construídas na década de 70 utilizavam o aço P22 (2,25Cr-1Mo), mas

hoje em dia é cada vez mais utilizado o P91 (9Cr-1Mo-V). A família de materiais de 2,25% de Cr

começou há muito tempo com o T/P22 (10CrMo9-10), um aço com 2,25% de Cr e adição de cerca de

1% Mo. O desenvolvimento dos novos graus T/P23 e T/P24 foram obtidos partindo como base o P22,

mas com a adição de novos elementos de liga. Isto proporcionou um aumento significativo das

propriedades de fluência. O principal campo de aplicação destes materiais é em caldeiras de

recuperação de calor HRSG (Heat Recovery Steam Generator) [10].

O P91/T91 foi obtido através da modificação da composição do aço 9Cr-1Mo (grau 9) com

pequenas adições de vanádio, nióbio e azoto. Esta modificação foi desenvolvida pelo Laboratório

Nacional Oak Ridge (ORNL) e mais tarde por outros centros, durante os anos 70 [13]. Este

21

desenvolvimento fez com que a temperatura de serviço recomendada para o P91 seja até 600ºC,

enquanto que para graus inferiores como o P22 (2,25Cr-1Mo) a temperatura de serviço recomendada

seja até 560ºC [11][12].

A aplicação de P91 ou P22 tem diferenças significativas como se pode observar na Figura

2.13, onde se apresenta a comparação da espessura de parede e de peso entre tubos dos dois aços,

para uma elevada temperatura e pressão de projecto. Observa-se uma redução de mais de metade

da espessura da parede (132mm para 61mm) se se seleccionar o P91. O P91 proporciona um

aumento de 44 a 170% na tensão admissível na gama de temperaturas entre 510ºC e 593ºC [13]

2.6.1. Liga P91

O desenvolvimento do sector da energia estimulou a procura de aços mais resistentes a alta

temperatura (resistência à fluência e resistência à oxidação). Este facto levou à aplicação de

materiais com capacidade para trabalhar a temperaturas de serviço e tensões mais elevadas. Estas

novas exigências são satisfeitas com a utilização de aços martensíticos com 9 a 12% de crómio, um

teor de carbono reduzido (0.05 - 0.15%) com adição de molibdénio e tungsténio, microligados com

vanádio, nióbio e azoto. Estes elementos vão aumentar a resistência à fluência dos aços com a

formação de nitretos, carbo-nitretos do tipo MX e carbonetos M23C6, que ao precipitarem modificam

a microestrutura do material conferindo-lhe propriedades mecânicas mais adequadas ao fim

pretendido.

Os novos aços martensiticos são caracterizados por possuírem uma alta resistência à fluência,

permitindo diminuir a quantidade de material devido à redução de espessura dos elementos

estruturais, e assim, proporcionando efeitos significativos a nível técnico e económico. Uma das

características importantes destes aços é a boa soldabilidade, no entanto a soldadura do P91 requer

um pré-aquecimento de 200ºC e um tratamento térmico após soldadura. O tratamento térmico após

Figura 2.13 - Comparação de espessura e peso utilizando o P(T)91 e P(T)22 [13]

22

soldadura da junta soldada em P91 consiste num alívio de tensões que deve ser efectuado dentro da

gama de temperaturas de 730ºC a 750ºC, obtendo-se uma boa tenacidade da soldadura.

As propriedades mecânicas nomeadamente a tenacidade da zona termicamente afectada

(ZTA) são ligeiramente inferiores às do material base, (tipicamente 20%). Os testes efectuados

revelam que frequentemente ocorre fissuração na área intercritica reaquecida da ZTA, onde se atinge

temperaturas na gama AC1 a AC3.

A observação da microestrutura do P91 é bastante interessante devido a este aço ser

caracterizado por ter elevada dureza, sendo possível obter uma microestrutura martensitica em

secções transversais superiores a 100 mm. O P91 quando é fornecido ao cliente tem uma

microestrutura martensitica revenida com subgrãos de ferrite alongados com alta densidade de

deslocações e muitos precipitados de carbonetos do tipo M23C6 nos limites de grão, assim como

carbo-nitretos dispersos do tipo MX. O aquecimento da liga até temperaturas superiores a AC1 leva à

formação da austenite, que durante o arrefecimento se transforma em martensite [14].

2.6.2. Composição química

Na Tabela 2.1 é possível encontrar a composição química para os materiais em estudo, de

acordo com a directiva ASME.

Tabela 2.1 - Composição Química T/P91 [15] [16]

Aço

Composição Química [%]

C Mn P S Si Cr Mo V Nb H Al Ni Ti

SA-335 P91

0,1 0,3 - - 0,2 8 0,85 0,18 0,06 0,03 - - -

0,1 0,6 0,02 0,01 0,5 9,5 1,05 0,25 0,1 0,07 0,04 0,4 -

SA-213 T91

0,07 0,3 - - 0,2 8 0,85 0,18 0,06 0,03 - - -

0,14 0,6 0,02 0,01 0,5 9,5 1,05 0,25 0,1 0,07 0,04 - 0,01

2.6.3. Propriedades mecânicas

Na Tabela 2.2 está representado as propriedades mecânicas de acordo com as referências do

código ASME.

23

Tabela 2.2 - Propriedades Mecânicas do T/P91

Aço

Propriedades Mecânicas

σc (Mpa) min

σr (MPa) min

E1 (%) HB

máx.

SA-335 P91 415 585 20 250

SA-213 T91 415 585 20 250

2.6.4. Microestrutura

A microestrutura da liga T/P91 está depende do tratamento térmico realizado. Devido à

condição do tratamento térmico a estrutura obtida será uma estrutura martensitica com precipitados

de carbonetes de vanádio e nióbio. Com a presença destes precipitados, aumenta a tensão à

fluência, como é desejável, uma vez que a tensão à fluência é um dos principais factores críticos

duma HRSG.

Figura 2.14 - Microestrutura do T/P91 após realizaçãp da normalização e revenido com amplificação de 200x [14]

24

Os tratamentos térmicos aplicados a este material são normalização e revenido. As

temperaturas AC1 e AC3 dependem da composição química do material, em que AC1 se encontra

compreendida entre 785ºC e 830ºC, e AC3 se encontra compreendida entre 890ºC e 940ºC.

A Figura 2.15 representa o digrama TTT (Tempo Temperatura Transformação) do T/P91. Este

material é utilizado após a normalização e revenido. A normalização ocorre a Temperatura ente

1040ºC e 1080ºC, com a finalidade de dissolver a maioria dos carbonetos sem crescimento de grão.

O revenido ocorre entre as temperaturas de 750-780ºC, permitindo que ocorra precipitação dentro da

estrutura da martensite, contribuindo para um melhoramento do comportamento à fluência. O T/P91

ao arrefecer desde a temperatura de austenitização até à temperatura ambiente, transforma a sua

microestrutura totalmente em martensite, sobre uma vasta gama de velocidades de arrefecimento. A

dureza máxima da martensite obtida é inferior a 450HV [14].

A temperatura de MS (inicio de transformação martensítica) é cerca de 400ºC, e a temperatura

Mf (fim de transformação martensítica) é cerca de 100ºC dependendo do tamanho de grão inicial da

austenite [14].

25

Composição Quimica [%]

C Mn P S Si Cr Mo V Nb H Al Ni

0,11 0,47 0,014 0,003 0,32 8,5 0,85 0,22 0,076 0,038 0,018 0,13

Através da Figura 2.16, mostra o efeito do revenido a diferentes temperaturas durante 1 hora.

Com uma análise mais detalhada conclui-se que: o aumento da temperatura do revenido (acima de

Ac1), conduz a uma tensão de cedência inferior, a uma tensão ruptura inferior e a uma menor dureza.

Abaixo da temperatura Ac1, as propriedades de tensão aumentam e a dureza de diminui, devido à

formação de martensite.

Figura 2.15 – Diagrama de arrefecimento do T/P91 [14]

26

2. 7. Soldadura de T91 a P91

O primeiro estudo sobre a soldabilidade do P91 foi iniciado em 1978 pelo ORNL (Oak Ridge

National Laboratory) e mais tarde por outros grupos de pesquisa nos EUA, Europa e Japão [14].

Na soldadura similar do P91 é importante ter atenção aos parâmetros térmicos como, pré-

aquecimento, temperatura interpassos, interrupção dos ciclos térmicos e tratamento térmico após

soldadura, mas também há que ter atenção à selecção do material de adição.

2.7.1. Consumíveis de Soldadura

Para a soldadura do P91 vários fabricantes de consumíveis foram envolvidos no

desenvolvimento de varetas, eléctrodos revestidos e combinações de fio e fluxo. Este

desenvolvimento esteve especialmente relacionado com a composição química e as propriedades

mecânicas resultantes após o alívio de tensões adequado. Durante o desenvolvimento verificou-se

que não era possível satisfazer os requisitos mínimos de tenacidade utilizando uma composição

química semelhante à gama do material base. Então foi necessário estudar o efeito dos elementos de

liga em particular a sua interação com a tenacidade e as outras propriedades [14].

Figura 2.16 - Efeito da temperatura de revenido nas propriedades do P/T91 [12]

27

O nióbio quando reduzido a um teor inferior ao do material base (0.06-0.10%) melhora a

tenacidade do material soldado. Para não comprometer a resistência à fluência é aconselhável um

teor de 0.04% a 0.07%, sendo que algumas especificações permitem um teor de 0.02% [15].

O níquel é bastante conhecido por melhorar a tenacidade do material depositado. A adição

controlada do nível de níquel é benéfico principalmente por duas razões: diminui a temperatura de

transformação AC1, aproximando esta da temperatura de tratamento térmico pós-soldadura e isto

melhora a resposta do tratamento térmico; reduz a tendência de formação de ferrite delta residual,

que é indesejável devido à sua fraca resistência à fluência e potencial efeito negativo na tenacidade.

A utilização de teores de níquel excessivos (>1%) podem ser prejudiciais, porque reduzem em

demasia o valor de AC1, correndo-se o risco de este valor ser ultrapassado pela temperatura de

patamar do tratamento térmico após soldadura. O teor de níquel normalmente está compreendido

entre 0.4% e 1.0% [13].

O manganés normalmente tem um teor superior ao do material base, para promover uma

redução adequada do material depositado. No entanto, alguns utilizadores limitam o somatório de

Mn+Ni a 1.5% para evitar a reformação de austenite a temperaturas altas de tratamento térmico

após-soldadura [13][15].

O silício é um elemento essencial à redução, e em combinação com o crómio contribui para um

aumento da resistência à oxidação. No entanto, um baixo teor de silício favorece a tenacidade da

soldadura, algumas especificações limitam o seu teor a 0.3% [13][15].

O vanádio, carbono e azoto são elementos que tem uma influência baixa na tenacidade, os

seus valores são semelhantes aos do material base para garantir uma boa resistência à fluência [15].

O fósforo, enxofre e elementos residuais são elementos que estão associados a problemas de

soldadura, como fissuração na solidificação, fissuração a quente e fenómenos de desagregação nos

limites de grão. Estes problemas podem ser agravados, caso os teores de carbono e nióbio estejam

nos limites superiores admissíveis, a tolerância para o fosforo, enxofre e elementos residuais é

significativamente reduzida. Os problemas de fragilização no revenido podem ser evitados caso

elementos como o fósforo, antimónio, estanho e arsénio verifiquem o factor de Bruscato X <15. Este

factor X pode ser calculado pela seguinte fórmula:

𝑿 =(𝟏𝟎𝑷+𝟓𝑺𝒃+𝟒𝑺𝒏+𝑨𝒔)

𝟏𝟎𝟎 𝒑𝒑𝒎 (2.1)

Segundo a referência AWS (American Welding Society) os consumíveis de soldadura utilizados

para os processos SER (Soldadura por Eléctrodo Revestido) e TIG (Tungsténio Inerte Gás) são:

E9015-B9 para a soldadura SER e ER90S-B9 para a soldadura TIG [13].

28

2.7.2. Ciclos térmicos

As operações de aquecimento são fundamentais para a qualidade das solduras. O controlo

rigoroso da temperatura de pré-aquecimento, interpassos, pós-aquecimento e tratamento térmico

pós-soldadura, é necessário para garantir a tenacidade desejada e resistência à fluência. As

temperaturas de pré-aquecimento, interpassos e pós aquecimento devem ser controladas para evitar

problemas de fissuração e retenção de hidrogénio. As operações de aquecimento por chama, forno,

resistências eléctricas e indução têm sido utilizadas com sucesso. No entanto, a monitorização das

temperaturas e controlo de gradientes térmicos é bastante importante, assim sendo o aquecimento

local por chama não é recomendado nem deve ser permitido.

A Figura 2.17 trata de um exemplo de um ciclo térmico associado a uma soldadura de P91. Na

referida figura pode observar-se que após a soldadura há um arrefecimento até temperatura abaixo

dos 200ºC, este arrefecimento é essencial para a formação de martensite. Para espessuras elevadas

o arrefecimento após a soldadura deve ser limitado a um mínimo de 80ºC de modo a evitar fissuras

[14].

A interrupção do ciclo térmico deve ser evitada sempre que possível. O volume de soldadura

deve ser considerado, visto que o aumento da espessura a soldar traduz-se num aumento de material

fundido e da taxa de arrefecimento da soldadura. Portanto, o volume de soldadura está submetido a

tensões residuais elevadas quando ainda tem uma espessura soldada reduzida, com baixa

ductilidade. Se a interrupção for inevitável, então no mínimo um quarto da espessura a soldar deve

estar depositada e o pré-aquecimento deve ser mantido até o chanfro estar completo ou o pós-

aquecimento implementado [13].

Figura 2.17 - Ciclo térmico [13]

Tem

pera

tura

- °

F

Pré-aquecimento

Tem

pera

tura

- °

C

Inter passe

Transformação Tratamento Térmico

após soldadura

29

2.7.3. Temperaturas de Pré-aquecimento

A temperatura de pré-aquecimento sugerida é 200ºC, mas muitos fabricantes sugerem entre

200ºC e 250ºC. Para espessuras finas ou para soldaduras onde se utilize o processo TIG (Tungsténio

Inert Gás) o pré-aquecimento poderá ser de 121ºC [13].

2.7.4. Temperaturas de Inter passos

A temperatura inter passos máxima normalmente é 315ºC. Esta temperatura máxima ajuda a

evitar a possibilidade de fissuração a quente, devido ao teor de nióbio e silício do material de adição.

A temperatura interpassos permite que a junta de soldadura arrefeça abaixo do início da linha de

transformação da austenite em martensite, permitindo assim que parte da martensite já transformada

sofre tratamento térmico proporcionado pela entrega térmica alcançada pelos passos subsequentes

[13].

2.7.5. Pós-aquecimento

O pós-aquecimento pode ser crucial, especialmente para secções de grandes dimensões ou

onde são utilizados processos de soldadura com fluxo. Isto envolve a manutenção da temperatura de

pré-aquecimento, ou mais frequentemente a de interpassos por um período de tempo posterior à

interrupção ou conclusão da soldadura, a fim de facilitar a difusão de hidrogénio na soldadura. O

período de tempo necessário deve ser estabelecido tendo em consideração a espessura do material.

O tempo e temperatura dos pós-aquecimentos podem variar de 4 horas a 260ºC até 15 minutos a

316ºC. Quando utilizado um pré-aquecimento adequado, e quando são implementadas boas práticas

de armazenamento/manipulação de consumíveis de soldadura, os pós-aquecimentos podem ser

minimizados ou mesmo eliminados após comprovação prática de resultados obtidos [13].

A temperatura e tempo de pós-aquecimento provem de experiencia adquirida pelos

construtores nos diferentes materiais e componentes fabricados.

2.7.6. Tratamento Térmico Pós-soldadura

O tratamento térmico em soldaduras de P91 é imprescindível independentemente das

dimensões soldadas. Este é um dos factores mais importantes na produção de soldaduras aceitáveis.

A metodologia e implementação do tratamento térmico deve ser verificada para garantirem que as

soldaduras estão a receber o tratamento térmico à temperatura apropriada. O tratamento térmico

adequado é essencial para a obtenção da microestrutura martensítica e níveis de resistência

aceitáveis. Na prática, isto implica selecção de uma temperatura e de um tempo, de acordo com as

normas e know-how do fabricante.

30

O limite superior da temperatura de tratamento térmico é ditado pela composição química,

especialmente pela soma do teor de níquel e manganês (Ni+Mn), sendo que o aumento da soma

destes elementos faz com que a temperatura de transformação critica diminua. Por isso muitos

códigos de construção estabeleceram um máximo de 1,5% para Ni+Mn. Se a composição química

real não for conhecida a gama de temperaturas de revenido é de 730ºC a 775ºC [16]. A temperatura

de transformação crítica pode ser calculada e inferida pela seguinte fórmula:

𝐀𝐜𝟏 = 𝟖𝟒𝟖 − 𝟒𝟐(𝐍𝐢[%] + 𝐌𝐧[%]) (℃) (2.2)

Segundo o código ASME, seção I, Regras de contrução de partes sobpressão de caldeiras, a

gama de temperaturas de tratamento térmico para o P91 é entre 740ºC e 780ºC. As taxas de

aquecimento e arrefecimento são: 220ºC/h para espessuras inferiores a 25mm, para espessuras

entre 25mm e 100mm aplica-se a expressão 5500/espessura (mm) ºC/h e para espessuras

superiores a 100mm utiliza-se uma taxa de 55 ºC/h. O tempo de patamar do tratamento térmico é

calculado segundo valores estabelecidos pela código ASME, Seção I.[18].

2.8. Ensaio anterior realizado

O propósito da elaboração desta dissertação está relacionado com o facto que durante uma

inspecção realizada num determinado projecto foram detectadas fissurações na zona soldada entre o

colector e o tubo. No decorrer desta inspecção foram detectadas cerca de 30% das soldaduras

realizadas com fissuração, como é possível constatar na Tabela 2.3. Os defeitos detectados

coincidem com a terminação da soldadura do primeiro passo, apresentando uma direcção de

propagação da fissura transversal à direcção da soldadura, tal como indicado na Figura 2.18.

Figura 2.18 - Defeito na Soldadura - Fissuração

31

Tabela 2.3 - Percentagem de Reparações por Soldador

Os resultados da Tabela 2.3 têm por base a percentagem de reparações realizadas por

soldador. Num estudo anteriormente elaborado, com a finalidade de solucionar a ocorrência de

fissuração a frio, obtiveram-se resultados que ajudaram na realização da dissertação. Após a

algumas tentativas variando a temperatura de pré-aquecimento, a intensidade de corrente, a entrega

térmica, mas nunca se consegui impedir a fissuração a frio. Com este estudo foi possível reduzir para

uma percentagem de reparação de 15 %.

Identificação do Soldador

Número de soldaduras

Número de soldaduras defeituosas

Rácio

AAB 198 57 28,8%

AAC 75 34 45,3%

AAG 188 85 45,2%

ACE 51 17 33,3%

ACZ 70 17 24,3%

ADN 168 44 26,2%

AFG 227 61 26,9%

AFO 160 61 38,1%

AGV 138 24 17,4%

SCC 226 69 30,5%

SCH 209 98 46,9%

Total 1710 567 33,2%

32

Tabela 2.4 - Parâmetros utilizados no ensaio anterior

Amostra Descrição

da Amostra

Intensidade Passo de raiz

(A)

Intensidade 2º e 3º Passo

(A)

Tensão (V)

Entrega Térmica (kJ/cm)

Pré-Aquecimento

(°C)

Downslope (s)

Resultados

1 1 Provete

com 3 tubos

70-150 150-230 15-18 24 > 155 3 1 soldadura

com fissuração

2 1 Provete

com 3 tubos

70-120 120-180 14-17 18,8 > 155 5 1 soldadura

com microfissuração

3 1 Provete

com 5 tubos

70-120 120-180 14-17 16,7 > 155 5 2 soldadura


4 1 Provete

com 5 tubos

70-120 120-180 14-17 13 > 155 5 2 soldadura


33

Entretanto é importante realçar que o tipo de chanfro utilizado, para a realização dos testes

anteriormente apresentados, foi de acordo com a Figura 2.19.

Figura 2.19 - Chanfro anteriormente utilizado

Assim com a análise e interpretação dos resultados presentes na Tabela 2.4, é possível

concluir que foi a partir deste estudo que comecei por desenvolver a minha dissertação.

35

Capítulo 3

3. Metodologia

3.1. Introdução

A metodologia seguida no trabalho experimental consistiu num estudo económico, seguindo-se

uma avaliação geométrica do chanfro, realização do pré-aquecimento, execução da soldadura,

tratamento térmico e por fim elaboração dos ensaios.

O processamento inicia-se com o corte, seguido da operação furar/chanfrar das amostras

recorrendo-se a vários tipos de equipamentos, consecutivamente elaboração do pré-aquecimento,

execução da soldadura e realização do tratamento térmico. Para finalizar, as amostras foram sujeitas

a ensaios de partículas magnéticas, radiográficos, macrografia, micrografia e durezas. Na Figura 3.1

apresenta-se um fluxograma genérico do processo de fabrico utilizado.

36

Figura 3.1 – Fluxograma genérico do trabalho efetuado

37

3.2. Estudo Económico

Com o intuito de compreender qual o impacto económico que as reparações efectuadas

durante a fase de fabrico têm, foi realizado um estudo detalhado sobre este impacto. Para elaborar

este estudo foi necessário contactar com as diversas áreas de fabrico, onde as conclusões retiradas

estão na Tabela 3.3.

Tabela 3.1 - Número de Horas por Reparação

Fase do

Processo Acção Tempo (Horas)

Antes do Tratamento

Térmico

Limpeza do defeito

(inclui Rebarbar)

0,5

Controlo por Líquidos Penetrantes

0,5

Reparação (inclui pré-aquecimento)

Utiliza-se o mesmo WPS

2


0,5

Total

---------------------------------------------- 3,5

Analisando a tabela 3.1, é possível verificar que se detectar um defeito na soldadura antes de

do tratamento térmico, é necessário realizar as seguintes directrizes: limpeza do defeito, controlo por

líquidos penetrantes, reparação e novamente controlo por líquidos penetrantes. Sendo importante

referir que o número de horas necessárias para reparar um defeito são 3,5 horas.

38

Tabela 3.2 - Número de Horas por Reparação

Fase do

Processo Acção Tempo (Horas)

Após do Tratamento

Térmico

Limpeza do defeito

(inclui Rebarbar)

0,5


0,5

Reparação (inclui pré-aquecimento)

Utiliza-se o mesmo WPS

2


0,5

Movimento do harp do Jig para o forno com

montagem dos termopares

2

Ciclo Térmico Total

Ciclo Térmico 10

Operador a controlar o

processo 1,5

Movimentação do Harp do forno para o Jig

2

Total

---------------------------------------------- 19

Por outro lado, se o defeito for encontrado na fase do processo posterior ao tratamento térmico

tem que se proceder da seguinte forma: limpeza do defeito, controlo líquidos penetrantes, reparação,

controlo por líquidos penetrantes, movimentar o jig para o interior do forno, realizar o tratamento

térmico e por fim movimentar o jig para o exterior do forno. O conjunto destas operações tem um

impacto de 19 horas, como é possível verificar a tabela 3.2.

39

Tabela 3.3 - Custo Total por reparação

Fase do Processo

Antes do Tratamento

Térmico

3,5

Após Tratamento

Térmico

19

Tempo Total (Horas)

22,5

Preço/Hora/Homem

(€) 32

Custo Total

(€) 720

Analisando a tabela 3.3, conclui-se que o custo associado a uma reparação é da ordem dos

720€. O valor apresentado tem por base a soma das horas do impacto quando o defeito e detectado

antes e após o tratamento térmico, sendo este o impacto mais crítico.

3.3. Materiais

Os materiais utilizados para a execução do presente estudo foram tubos em SA-335-P91 e SA-

213-T91. Estes materiais encontram-se caracterizados no ponto 2.6 da revisão bibliográfica.

3.4. Aspectos geométricos

Os provetes para a execução das soldaduras foram preparados tendo como referencia o

desenho que se pode verificar na Figura 3.4. Os diâmetros e espessuras dos tubos utilizados

encontram-se na Tabela 3.4.

40

Tabela 3.4 - Diâmetro e Espessura dos tubos utilizados

Material

Diâmetro Externo

(mm)

Espessura

(mm)

SA-335-P91 114,3 17,12

SA-213-T91 38,1 MWT 2,7

A Figura 3.2 e Figura 3.3 ilustram o provete executado para o estudo, com os materiais

utilizados. O chanfro utilizado nos provetes é o ilustrado na Figura 3.4.

Colector

SA-335 P91

Tubo

SA-213 T91

Figura 3.3 –Provetes com materiais

Figura 3.2 - Posicionamento do tubo ao colector

41

Entretanto, com os resultados obtidos nos ensaios anteriores referidos no capítulo 2, foi

proposto a utilização de uma junta diferente e comparar os resultados obtidos. O novo tipo de junta

utilizada encontra-se na Figura 3.4 e a junta anteriormente utilizado está representada na Figura 2.19.

Para confirmação da utilização deste tipo junta nas peças soldadas é necessário avaliar as

tensões inerentes a esta soldadura, de modo que as condições de projecto sejam cumpridas. Assim,

e através das equações abaixo descritas é possível calcular o valor das forças presentes nesta

soldadura, de acordo com o ASME secção I. [18]

Força Mínima Requerida (PG-37-2 e PW-15):

𝐹𝑚𝑟 = 𝐷 𝑡𝑟 𝜎𝑎𝑑𝑚 (3.1)

Força de corte da parede de tubuladura, caminho 1 (PW-16, Fig.16 a):

𝐹𝑝𝑡 = 1

2 𝜋 𝑡𝑛 (𝑑𝑙 − 𝑡𝑛) 𝐵 𝜎𝑎𝑑𝑚 (3.2)

Figura 3.4 - Chanfro do provete

42

Força de corte no cordão de soldadura exterior, caminho 1 (PW-16, Fig.16 a.):

𝐹𝑐𝑠𝑒 = 1

2 𝜋 𝑤𝑙 (𝑑𝑙 + 𝑤𝑙) 𝐹 𝜎𝑎𝑑𝑚 (3.3)

Resistência combinada, caminho 1:

𝐹𝑟𝑐1 = 𝐹𝑝𝑡 + 𝐹𝑐𝑠𝑒 (3.4)

Força de corte no cordão de soldadura interior, caminho 2 (PW-16, Fig.16 a.):

𝐹𝑐𝑠𝑖 = 1

2 𝜋 𝑤𝑙 𝑑𝑙 𝐹 𝜎𝑎𝑑𝑚 (3.5)

Força na junta de soldadura em tensão, caminho 2 (PW-16, Fig.16 a.):

𝐹𝑐𝑠 = 1

2 𝜋 𝑤𝑑𝑑𝑙 𝐸 𝜎𝑎𝑑𝑚 (3.6)

Resistência combinada, caminho 2:

𝐹𝑟𝑐2 = 𝐹𝑐𝑠 + 𝐹𝑐𝑠𝑖 (3.7)

Figura 3.5 - Caminhos considerados para o cálculo das forças na junta soldada [26]

43

Tabela 3.5 - Valores para o cálculo das Forças

Junta Estudada Junta Inicial

𝑫 (𝒎𝒎) 32,7 32,7

𝝈𝒂𝒅𝒎 (𝑴𝑷𝒂) 360 360

𝒕𝒓 (𝒎𝒎) 14,98 14,98

𝒕𝒏(𝒎𝒎) 2,7 2,7

𝒅𝒍 (𝒎𝒎) 32,7 34,7

𝒘𝒍(𝒎𝒎) 12 14

𝒘𝒅(𝒎𝒎) 17,12 17,12

𝑩 (𝑷𝑮 𝟏𝟓 − 𝟐) 0,7 0,7

𝑭 (𝑷𝑮 𝟏𝟓 − 𝟐) 0,49 0,49

𝑬 (𝑷𝑮 𝟏𝟓 − 𝟐) 0,74 0,74

R1 0,5 -

R2 10 -

44

Tabela 3.6 - Resistência do carregamento no caminho número 1

𝑭𝒎𝒓 (𝑵) 𝑭𝒑𝒕(𝑵) 𝑭𝒄𝒔𝒆 (𝑵) 𝑭𝒓𝒄𝟏(𝑵)

Junta Estudada

1,76x10

5 3,2x10

4 1,49x10

5 1,81x10

5

Junta Inicial

1,76x10

5 3,4x10

4 1,89x10

5 2,23x10

5

Tabela 3.7 - Resistência do carregamento no caminho número 2

𝑭𝒎𝒓(𝑵) 𝑭𝒄𝒔 (𝑵) 𝑭𝒄𝒔𝒊(𝑵) 𝑭𝒓𝒄𝟐 (𝑵)

Junta Estudada

1,76x10

5 1,09x10

5 2,34x10

5 3,43x10

5

Junta Inicial

1,76x10

5 1,35x10

5 2,49x10

5 3,84x10

5

Como é possível verificar pela Tabela 3.6 e Tabela 3.7, tanto na junta estudada e na junta

inicial, os valores de resistência combinada são sempre inferiores à resistência mínima requerida,

logo estes dois tipos de juntas são válidos para as condições de projecto. Ainda assim é possível

demonstrar que a resistência combinada na junta estudada tem valores inferiores, comparando estes

com os valores da junta inicial. Com a utilização da nova junta conseguisse demonstrar que existe

uma redução de quantidade de material depositado na soldadura e assim uma redução de possíveis

zonas de concentração de tensões.

3.5. Cálculo da Temperatura de Pré-aquecimento

A temperatura de pré-aquecimento é um dos parâmetros mais importante na realização de uma

soldadura, se aplicável. Para determinar a temperatura de pré-aquecimento foi necessário calcular o

carbono equivalente, através da equação abaixo indicada, auxiliado pelos valores existentes na

Tabela 2.1.

𝐶𝑒𝑞 = 𝐶 + 𝑀𝑛

6+

𝐶𝑟+𝑀𝑜+𝑉

5+

𝑁𝑖+𝐶𝑢

15 (3.8)

𝐶𝑒𝑞 = 2,3867 %

45

Concluído o cálculo do carbono equivalente procedeu-se ao cálculo da espessura combinada

(espessura do colector + espessura do tubo) , dada pela seguinte fórmula.

𝑑𝑐 = 𝑊𝑙 + 𝑡𝑛 = 19,82 𝑚𝑚 (3.9)

De seguida foi necessário calcular a entrega térmica, sendo que a equação utilizada está

supracitada (3.6)

𝑄 = 0,915 𝐾𝐽/𝑚𝑚

Assim, finalizado o cálculo de todas estas variáveis é possível calcular o valor da temperatura

de pré-aquecimento através da Figura 3.6. Este cálculo é realizado tendo por base o cruzamento dos

valores da entrega térmica com a espessura combinado, sendo a temperatura de pré-aquecimento

igual a 155ºC.

A temperatura de pré-aquecimento calculado foi 155ºC, mas o código sugere que para aços

martensiticos deve-se utilizar uma temperatura de pré-aquecimento é 205ºC ( Section I, Annex 100).

[18]

Figura 3.6 - Cálculo da Temperatura de Pré-aquecimento

46

3.6. Soldadura do Provete

Na presente dissertação foram elaborados 2 conjuntos de provetes, sendo que cada

provete contém seis soldaduras com o tipo de junta soldada, como é possível verificar na Figura 3.13.

A numeração atribuída a cada provete é possível verificar na Tabela 4.2, em que cada sigla de

identificação corresponde a uma soldadura. Sendo ainda importante referir que cada soldadura

corresponde a um soldador diferente, com a finalidade de obter um conjunto de provetes o mais

homogéneo possível. A soldadura do provete foi realizada com o processo de soldadura TIG para os

passes de raiz, bem como para o enchimento. Como se pode observar na Figura 3.7 para a execução

da soldadura.

A execução da soldadura do material P91 a P91 foi realizada com base nas informações

recolhidas no ponto 2.7 da revisão bibliográfica. Na Figura 3.2 é possível verificar a execução da

soldadura, bem como o consumível de soldadura utilizado foi ER90S-B9, sendo as temperaturas de

pré-aquecimento 205ºC e interpassos 315ºC.

O consumível utilizado no processo TIG foi o equivalente à norma ER90S-B9, cujo nome

comercial é Thermanit MTS 3, o qual podemos observar a sua ficha técnica no anexo B. Este

consumível é resistente a altas temperaturas e é recomendado para a soldadura do material base

P91. O diâmetro da vareta escolhida foi a de 2,4mm.

Após a soldadura estar concluída fez-se um arrefecimento intermédio a uma temperatura entre

60ºC e 95ºC durante uma hora, depois efectuar-se-á um pós aquecimento a uma temperatura entre

315ºC e 400ºC, com uma taxa de aquecimento de 1 hora para cada 25mm de espessura, mas nunca

menos de 30 min após o qual arrefecerá livremente.

Para elaborar a soldadura destes componentes foi necessário desenvolver uma técnica de

execução própria. Esta técnica foi executada em conformidade com a Figura 3.7 com uma dimensão

de cordão de soldadura cinco vezes maior que o diâmetro do eléctrodo e cada passe deve ser

constituído por 4 segmentos, os passes seguintes devem ser desfasados 15º/13mm. Os parâmetros

utilizados para a soldar os mateias T/P91 estão nas tabelas Tabela 3.8 a Tabela 3.10.

Figura 3.7 - Técnica de Soldadura

47

Tabela 3.8 - Parâmetros de soldadura: Passo de Raiz

PASSO DE RAIZ

Segmento Diâ. Eléctrodo

(mm) Intensidade Corrente (A)

Tensão Arco

Elétrico (V)

Velocidade (cm/min)


1

2,4

95 13 5,3 8,4

2 100 13,5 5,6 8,7

3 97 13,5 7,2 6,6

4 105 14,2 4,2 12,9

Tabela 3.9 - Parâmetro de Soldadura: 2º Passo

2º Passo

Segmento Diâ. Eléctrodo


Tensão Arco

Elétrico (V)

Velocidade (cm/min)


1

2,4

165 15,2 8,1 11,1

2 172 15,4 7,8 12,2

3 168 14,7 7,8 11,4

4 170 14,5 7,8 11,4

Tabela 3.10 - Parâmetro de Soldadura: 3º Passo

3º Passo

Segmento Diâ. Electrodo


Tensão Arco

Elétrico (V)

Velocidade (cm/min)


1

2,4

189 16,1 7,2 15,3

2 192 16,2 7,2 15,6

3 185 15,9 7,2 14,8

4 191 16,4 11,2 10,1

48

Para o cálculo da entrega térmica (Q) utilizou-se a equação abaixo descrita, onde K=0,6.

𝑄 [𝑘𝐽

𝑐𝑚] = (

60𝑉𝐼

1000𝑣) 𝐾 (3.10)

Sendo:

V – Tensão Arco Elétrico;

v – Velocidade de Soldadura;

I – Intensidade de Corrente

3.7. Tratamento Térmico após Soldadura

O tratamento térmico após soldadura será efectuado à mesma gama de temperaturas para

todas a juntas soldadas no presente estudo. Segundo o que está referenciado nos pontos relativos à

temperatura de tratamento térmico na revisão bibliográfica, o código seguido foi o código ASME

Secção I [18].

O tempo de patamar mínimo para as soldaduras efectuadas é definido pelo Código ASME

Secção I, para uma espessura de 25,4mm. Como se pode verificar na Figura 3.8, a taxa de

aquecimento e arrefecimento segundo a norma ASME Secção I para aços ferríticos com espessura

inferior a 25mm não deve exceder 148ºC/h. O aquecimento até aos 300ºC é efectuado sem controlo

da taxa de aquecimento, sendo que, a partir deste e até à temperatura de patamar a taxa não deve

ser superior a 148ºC/h. A taxa de arrefecimento é como referido anteriormente também 148ºC/h a

partir do patamar e até atingir os 300ºC, a partir do qual é efectuado livremente.

Figura 3.8 - Ciclo térmico após Soldadura

49

Na Figura 3.10 podemos observar o provete após a soldadura e posteriormente dentro do forno

ligado com os termopares. Estes termopares têm como função controlar e registar a temperatura do

forno para que se consiga garantir o ciclo térmico pretendido.

Figura 3.10 - Provete no forno de Tratamento Térmico com os térmopares

Figura 3.9 - Provete soldado

50

3.8. Ensaios Não Destrutivos

Para a realização dos ensaios não destrutivos foi necessário consultar a código ASME, Secção

V. Relativamente à aceitação e execução dos ensaios são estabelecidos pelo próprio código ou

remetidos para outras normas.

3.8.1. Partículas Magnéticas

Esta técnica tem como finalidade detectar fissuras e outros tipos de descontinuidades

superficiais na zona soldada previamente. A técnica tem que ser realizada de forma continua, e as

partículas ferromagnéticas têm de ser aplicadas durante magnetização da peça a testar [19].

Numa fase anterior à aplicação das partículas magnéticas, a superfície do provete é limpa, e

revestida por um agente contrastante, de modo a facilitar a visualização da direcção das partículas

magnéticas. O agente contrastante é denominado comercialmente por MR 72 LS, e o líquidos com as

partículas magnéticas por MS 76 S.

Figura 3.11 - Aplicação do agente contrastante (revestimento) no provete

51

3.8.2. Radiografia

A radiografia é um método capaz de detectar com boa sensibilidade defeitos volumétricos,

baseando-se na absorção diferenciada da radiação penetrante na peça inspeccionada. Devido às

diferenças de densidade e variações de espessura do material, ou mesmo diferenças nas

características de absorção causadas por variações na composição do material, diferentes regiões de

uma peça absorvem quantidades diferentes da radiação penetrante. Descontinuidades como vazios e

inclusões que apresentam uma espessura variável em todas as direcções são facilmente detectadas

desde que não sejam muito pequenas em relação à espessura da peça.

Figura 3.13 - Provete após realização da radiografia

Figura 3.12 - Realização do ensaio com o equipamento e aplicação das partículas magnéticas

52

3.9. Ensaios Destrutivos

Os ensaios destrutivos foram efectuados tendo como referencia normativa EN15614-1 de

qualificação de processos de soldadura. Esta norma estabelece os ensaios destrutivos a executar

bem como a quantidade de provetes a testar por cada provete. Relativamente à aceitação e

execução dos ensaios são estabelecidos pela própria norma ou remetidos para outras normas. No

estudo efectuado realizou-se ainda, durezas, macrografia e adicionalmente micrografia. [21]

3.9.1. Ensaios de Durezas

Os ensaios de durezas efectuados foram realizados de acordo com as normas EN ISO6507-1

[22] de ensaio de dureza Vickers e a EN ISO9015-1 [23] de ensaio de dureza de juntas soldadas. A

aceitação dos valores obtidos neste ensaio é feita de acordo com a norma EN 15614-1 [21], em são

comparados com os valores máximos de dureza permitidos pela norma para os materiais utilizados.

Na Figura 3.14 pode observar-se as indentações das medidas de durezas efectuadas.

3.9.2. Macrografia

As macrografias efectuadas foram realizadas de acordo com a norma EN 1321 [24] de

examinação de soldaduras por macrografia e micrografia. A aceitação da macrografia é feita pela

norma ISO 5817 [23] que diferencia os níveis de qualidade das imperfeições. Na Figura 3.14 pode

observar-se um exemplo de uma macrografia.

Figura 3.14 - Macrografia da junta e exemplo das Durezas medidas

53

3.9.3. Micrografias

As micrografias efectuadas foram realizadas de acordo com a norma EN 1321 de examinação

de soldaduras por macrografia e micrografia. As micrografias realizadas têm como objectivo a

verificação da microestrutura do material, para comprovar e verificar que se trata de uma

microestrutura característica do material testado [24]. Na Figura 3.15 ilustra uma micrografia.

Figura 3.15 - Exemplo da amostra de um ensaio metalugráfico

55

Capítulo 4

4. Resultados e Discussão

4.1. Resultados Obtidos e Discussão

Os resultados e a discussão dos ensaios realizados serão apresentados nos pontos seguintes.

4.1.1. Ensaio de Partículas Magnéticas

Relativamente ao ensaio de partículas magnéticas, decorreu de acordo com o esperado, não

havendo nenhuma reprovação, uma vez que as diversas amostras não têm qualquer tipo de defeito

superficial na zona soldada.

No seguimento dos ensaios de partículas magnéticas, todos as amostras foram aprovadas.

Estas conclusões são baseadas nos critérios de aceitação citados na referência bibliográfica [20].

Segundo esta referência, as amostras são aprovadas caso: não contenha nenhuma fissura, não pode

existir defeitos esféricos com um raio superior a 5mm, não possuir mais que quatro defeitos esféricos

distanciados 1,5mm e existir mais do que dez defeitos esféricos compreendidos numa área de

3870mm2.

56

4.1.2. Ensaio Radiográfico

A Tabela 4.2 apresenta os resultados obtidos no ensaio das radiografias efetuadas às

soldaduras. Para a realização destes ensaios utilizou-se os parâmetros que se encontram na Tabela

4.1.

Tabela 4.1 - Parâmetros de Ensaio

Intensidade (mA) 4

Voltagem (kV) 170

Tempo (min) 5

57

Tabela 4.2 - Resultados do ensaio radiográfico

Número de Fusão

do colector

Siglas de Identifição

Avaliação

1-30143

A11 Aprovado

A12

Aprovado

A13

Aprovado

A21

Aprovado

A22

Aprovado

A23

Aprovado

977349

B11

Reprovado

B12

Aprovado

B13

Reprovado

B21

Aprovado

B22

Aprovado

B23 Aprovado

Na sequência do ensaio de partículas magnéticas, onde se conseguir obter conclusões sobre a

existência de defeitos superficiais nas amostras, recorreu-se à realização de ensaios raios-x, com a

finalidade de averiguar a existência de defeitos internos. Os resultados obtidos para este ensaio

encontram-se na Tabela 4.2, onde é possível verificar que a taxa de reprovação é de 17%. Nas

radiografias reprovadas é possível verificar a presença de pontos dispersos na zona de fusão das

58

amostras. Nestes pontos é possível ainda diferenciar dois tipos de pontos, brancos e negros. No que

concerne aos pontos negros, estes estão relacionados com a existência de porosidade, significando

que há certas zonas na soldadura que não contém material, aparecendo ao longo da linha de centro

da zona de fusão das amostras. Por sua vez, os pontos brancos estão relacionados com inclusões do

eléctrodo de tungsténio na soldadura. Estes defeitos brancos surgem frequentemente nas zonas de

interpassos [27]. As restantes amostras não apresentam qualquer tipo de defeitos. Porém, a taxa de

reprovação verificada não está relacionado com a ocorrência de fissuração, como irei explicar numa

fase posterior.

4.1.3. Ensaio de Durezas

Na Tabela 4.3 estão apresentadas as condições em que foi efectuado o ensaio, com uma força

de 10 (Kg.f) durante 15 segundos. Os valores obtidos para serem aceitáveis têm de ser inferiores a

350 Vickers (HV10).

Tabela 4.3 - Condições do ensaio de durezas nos materiais em Gr91

Provete Nº

Tipo de Dureza

Força Aplicada

(kg.f)

Tempo de Aplicação

(s)

Dist. Entre Impressões

(mm)

B11 Hv 10 15 ≥ 1

Na figura 4.2 apresenta o gráfico de durezas efetuadas e localização das mesmas como se

pode também observar na Figura 4.1, estas localizam-se no material base, no material depositado e

na zona termicamente afectada pela soldadura. Como se pode observar os valores medidos

encontram-se todos aceitáveis devido a serem inferiores a 350 HV.

A B

A'

B'

1

3

2

6 4

5

Figura 4.1- Zona onde foram medidas as durezas

59

No que diz respeito às durezas, Figura 4.2, é possível verificar que os valores medidos no MB

na zona A-A’ e B-B’ são idênticos. Aquando da medição de durezas na ZTA, esta aumenta

comparativamente ao MB. Este acontecimento está relacionado com o facto que durante o tratamento

térmico à soldadura o tamanho de grão é refinado. Por sua vez, os valores medidos na zona A-A’ são

inferiores quando comparados com a zona B-B’ na área da ZTA, concluindo-se que os valores

medidos na raiz da soldadura são superiores aos valores medidas na face. A principal razão para

este sucedido é que a amostra contém uma percentagem de carbono alta, fazendo com que a dureza

do provete aumente. Este aumento da dureza poderá estar relacionado com uma pobre preparação

da superfície onde foi realizada a dureza, ou um não cumprimento do tratamento térmico após a

soldadura. Quando o processo de lixamento foi realizado, não se removeu toda a camada de carbono

presente na superfície do material. As restantes amostras consideram-se aceites pela norma da

referência [21].

Local. MB MB MB ZTA ZTA ZTA MD MD MD ZTA ZTA ZTA MB MB MB

A-A' 221 221 213 206 245 274 245 254 254 245 221 206 206 206 213

B-B' 221 213 221 228 236 264 297 285 274 297 264 228 206 206 206

Adicional ZTA

Zona 1 2 3 4 5 6

Hv 274 245 254 264 285 297

190

210

230

250

270

290

310

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Hv

Deslocamento (mm)

Durezas

A-A'

B-B'

Figura 4.2 - Gráfico de durezas e localização dos valores na soldadura

60

4.1.4. Macrografia

Na Figura 4.3 está apresentada a macrografia da soldadura P91-P91. Esta macrografia

encontra-se aceitável, pelo que não apresenta poros, fissuras nem imperfeições dos cordões, e em

termos dimensionais o cordão de soldadura está dentro dos limites normativos. Para a realização da

macrografias foi necessário efetuar contrastação à amostra. As condições para a contrastação

encontram-se na Tabela A-5- 1.

Figura 4.3 - Macrografia de B11

Na Figura 4.3 é está fotografada uma macrografia do componente B11, devidamente polida e

contrastada.

4.1.5. Micrografia

Na Figura 4.5 é possível verificar as zonas de onde se retirou as micrografias, numeradas da

zona 1 à zona 6.

61

As micrografias apresentadas nas Figura 4.5, 4.4, 4.5, 4.6, 4.7 e 4.8 foram realizadas com uma

ampliação de 200X. A micrografia do material base apresenta uma microestrutura martensítica, típica

do aço P91. Tal como na macrografia, na micrografia também é imprescindível recorrer à

contrastação foi realizado contrastação para a macrografia. Na Tabela A-6- 1 estão as condições

utilizadas.

Figura 4.4 - Zonas de onde se retiraram as Micrografias

Figura 4.5 - Micrografia da Zona 1 –MB (SA-213-T91) - B13

50 µm

62

Figura 4.6 - Micrografia da Zona 2 - ZTA MB (SA-213-T91) - B13

50 µm

Figura 4.7 - Micrografia da Zona 3 - Face do MD - B13

50 µm

63

Figura 4.8 - Micrografia da Zona 4 - Raiz do MD - B13

50 µm

Figura 4.9 - Micrografia da Zona 5 - ZTA do MB (SA-335-P91) - B13

50 µm

64

Relativamente aos ensaios micrográficos, foi possível verificar que a microestrutura

apresentada é uma microestrutura tipicamente martensitica, tal como seria de esperar. Ao se analisar

as Figura 2.14 e Figura 4.10, consegue-se concluir que tanto o material base antes de soldar como o

soldadura obtida apresentam uma microesturura idêntica, microestrutura martensitica. Na Figura 4.8

pode-se verificar um aparecimento de uma mancha escura no canto superior direito. Este defeito

poderá estar relacionado com alguma acumulação de sujidade no decorrer do processo de lixamento

ou, por outro lado, dever-se a uma má utilização da técnica de soldadura TIG. Pode ter existido uma

inclusão de tungsténio durante a soldadura dos elementos.

4.2. Discussão global

Para fabricar os componentes em estudo, a metodologia de soldadura apresentada no capítulo

3, bem como as temperaturas de pré-aquecimento, de interpassos e tratamento térmico foram

respeitadas. Na Figura 2.17 consegue-se verificar todas as temperaturas envolvidas na produção dos

componentes.

A temperatura de interpasse deverá ser 315ºC, devido ao facto que quanto maior for a

temperatura de interpasse maior será o risco de ocorrer fissuração a frio. O problema de fissuração

está relacionado com a transformação martensitica que ocorre durante o tratamento térmico. A

martensite é considerada um material frágil, e quando ocorre esta transformação existem tensões que

ficam acumuladas devido à expansão do material. Assim, durante esta transformação ocorre também

uma transformação volúmica. O pré-aquecimento tem exactamente propósito de impedir a existência

de tensões residuais, e assim existir fissuração das peças ensaiadas.

Figura 4.10 - Micrografia da Zona 6 - MB (SA-335-P91) - B13

50 µm

65

Neste tipo de soldadura, devido ao grau de responsabilidade o gás de protecção utilizado foi o

Árgon, sem qualquer tipo de mistura. Dado que o Árgon é um gás inerte, a soldadura obtida

apresenta um grau de purificação da ordem 99% [21]. A utilização deste gás de protecção deve-se a:

penetração reduzida, custo reduzido, criar o arco elétrico mais facilmente, arco elétrico de menor

dimensão e baixos escoamentos do gás, comparativamente com o hélio (outro gás que poderá ser

utilizado neste processo).

Os ensaios realizados às soldaduras P91-P91 foram executados em conformidade com as

normas aplicáveis, como se pode observar nos parágrafos anteriores.

Nas amostras ensaiadas foram detectadas dois tipos de defeitos: inclusão do eléctrodo de

tungsténio e porosidade. A inclusão de tungsténio está relacionada com três factores: contacto inicial

do elétrodo à peça, fusão do eléctrodo e contacto do eléctrodo no banho de fusão. Para evitar o

contacto inicial com a peça utilizar-se-á uma maior frequência para começar o processo, baixando-a

em seguida, e assim evitar uma maior aproximação da tocha à peça. No que concerne à fusão do

eléctrodo, utilizar uma tensão de corrente mais baixo ou um eléctrodo com o diâmetro maior.

Relativamente ao eléctrodo no banho de fusão, é necessário que quando o soldador esteja a realizar

a soldadura evitar esse contacto. As causas para a ocorrência de porosidade poderá dever-se a: ao

aprisionamento de impurezas de gás (tais como vapor de água, hidrogénio, ar), fuga nas mangueiras

de gás ou a uma película de óleo no material base. Nesta situação o que ocorreu foi uma fuga de gás

nas mangueiras, uma vez que o material base quando soldado não tinha qualquer tipo de película

superficial e o gás de protecção utilizado foi o árgon, um gás inerte, para evitar o aparecimento de

porosidade. O aparecimento de fugas, quando acaba o processo de soldadura, faz com que entre nas

mangueiras ar, e sempre que o processo é retomado existe pequenas partículas de hidrogénio,

oxigénio que são transferidas para o banho de fusão. E assim surge o aparecimento da porosidade

na amostra. Então é necessário que, antes de iniciar o processo de soldadura, as mangueiras sejam

verificadas, bem como se os materiais bases apresentam algum tipo de películas oleosas na sua

superfície, afim de evitar o aparecimento da porosidade.

Com os defeitos apresentados, a acção a realizar é dar formação aos soldadores. E assim

complementar a formação aos mesmos.

4.3. Análise de custo

Concluído todo o desenvolvimento da dissertação, é necessário averiguar/analisar se as

alterações propostas são economicamente rentável ou não. Com este intuito, nesta secção foi

realizada uma comparação sobre os custos das alterações propostas com os custos inerentes às

reparações, apresentados no capítulo 3. Com base nos resultados obtidos através da nova técnica

estudada, é possível calcular o custo estimado que esta implementação acarreta. Assim, com base

nas seguintes tabelas, pode-se comprovar que a utilização da nova técnica é monetariamente viável.

66

A Tabela 4.4 permite visualizar o tempo de execução de uma soldadura, comparando as duas

técnicas.

Tabela 4.4 - Tempo em horas por cada soldadura realizada

Técnica Estudada Técnica Inicial

Pré-aquecimento 0,8 0,4

Executar soldadura, com a nova

técnica 2 1

TN 2,8 1,4

Na Tabela 4.5 pode verificar-se o custo associado a uma soldadura, somando o consumo

energético com o número de horas gastas para sua realização. O custo total por soldadura presente

na Tabela 4.5 foi calculado tendo por base a equação abaixo descrita.

𝐶𝑇 = 𝑃𝐻𝐻 𝑥 𝑇𝑁 + 𝑃𝑈 𝑥 𝑃𝐸 (4.1)

Tabela 4.5 - Custo Total em € por cada soldadura

Técnica Estudada Técnica Inicial

PHH (€) 32 32

PE (€/kWh) 0,11331 0,1133

1

PU (kWh) 0,5 1

Custo Total (€) 89,7 45,3

1 Valor Retirado da Referência [40]

67

Comparando o custo associado à nova técnica com o custo da técnica inicial, verifica-se que o

custo da nova técnica tem um custo superior. Porém, considerando os resultados que estas duas

técnicas apresentam, ou seja, o número de reparações existentes durante o processo com ambas as

técnicas, é notório que o custo associado às reparações com a técnica estudada é mais baixo.

No entanto, é importante reforçar que o número de reparações na nova técnica desenvolvida

não ocorreu devido a fissuração a frio, como discutido anteriormente. Assim conclui-se que o custo

final associado à técnica estudada é inferior ao custo apresentado pela técnica inicial, uma vez que

conseguiu-se reduzir praticamente para zero a percentagem de reparações por fissuração a fria.

68

Capítulo 5

5. Conclusões e Trabalho Futuro

5.1. Conclusões

Neste capítulo são apresentadas as conclusões finais obtidas no presente estudo, tais como a

redução de custos e aceitação do processo.

Através do trabalho desenvolvido foi possível chegar às seguintes conclusões:

Utilização de um novo chanfro para realizar a soldadura proposta, garantindo os níveis de

qualidade requeridos.

Realizar sempre um pré-aquecimento, nunca inferior a uma temperatura de 205ºC. Esta

temperatura tem de ser mantida até ao final da soldadura.

Após conclusão da soldadura, efectuar sempre o pós-aquecimento de 315ºC, tendo uma

finalidade a difusão da restante percentagem de hidrogénio, e assim, evitar o aparecimento

de fissuração a frio.

Nunca soldar o material de Grau 91 sem pré-aquecimento e sem tratamento térmico à

soldadura.

Utilizar o gás de protecção 100% árgon.

Não retirar a purga de gás até que o segundo passo esteja concluído.

69

Monitorizar a peça com termopares que distam 75 mm entre eles.

Limpeza do cordão antes de realizar o seguinte.

Efectuar correctamente a sobreposição dos cordões.

Reduzir o downslop final.

Após realização do pré-aquecimento não é permitido que a temperatura seja inferior a 190ºC.

A temperatura de interpasse da soldadura não deverá ser superior a 400ºC.

Caso a temperatura de interpasse seja superior a 400ºC, o risco de ocorrer fissuração a frio

aumenta.

O eléctrodo deverá ser comprado com uma percentagem de níquel mais crómio não superior

a 1,5%, e o rácio entre hidrogénio e o alumínio não deverá ser superior a 4.

O tratamento térmico após soldadura tem de ser realizado numa gama entre 730-790ºC.

O tratamento térmico à soldadura nunca deverá ser inferior a 1 hora por 25 mm de

espessura.

O arrefecimento terá de ser efectuado livremente.

As durezas têm que estar compreendidas entre 190 e 300 Hv.

Realizar formações aos soldadores, com a finalidade de corrigir os defeitos encontrados.

Os resultados obtidos nos ensaios não destrutivos e metalográficos estão dentro dos limites

aceitáveis segundo as normas de aceitação. Assim conclui-se que o processo alternativo seguido,

com tratamento térmico global é válido, e poderá ser aplicado a nível industrial. O objectivo delineado

para esta dissertação foi alcançado, conseguindo-se reduzir os custos inerentes às reparações, bem

como continuar a garantir a qualidade requerido, consequentemente foi aumentado a produtividade.

5.2. Trabalho Futuro

O objectivo da elaboração desta dissertação foi solucionar o aparecimento de fissuração a frio

nos materiais em grau 91 após a efectuada a soldadura e o tratamento térmico. Os resultados obtidos

poderão ser utilizados e incorporados no processo de fabrico, de modo a permitir a redução do

número de reparações a realizar durante o fabrico dos mesmos componentes, otimizando os

processos que se encontram em vigor.

Poder-se-á igualmente explorar outras técnicas que, por razões económicas e de

disponibilidade, não foram abordadas neste trabalho assim como utilizar este trabalho como base

para prever a utilização das técnicas abordadas neste tipo de soldaduras em materiais de grau 91.

Será interessante, num trabalho futuro, desenvolver e testar a aplicabilidade desta técnica de

soldadura de forma automatizável. Sendo necessário desenvolver ferramentas de soldadura

70

específicas para este tipo de soldadura, assim poder-se-á aumentar ainda mais a produtividade e

talvez reduzir a sequência de soldadura.

71

XII. Bibliografia

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[19] ASME, Section V, Edition 2010, Addenda 2011, Pressure Vessel Code, Nondestructive

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[20] ASME, Section II, Part. A, Edition 2010, Addenda 2011, Pressure Vessel Code, Ferrous Material

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[21] EN ISO 15614-1, Specification and qualification of welding procedures for metallic materials –

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[22] EN ISO 6507-1, Metallic materials – Vickers hardness test – Part 1: Test method.

[23] EN ISO 9015-1, Destructive testing on welds in metallic materials – Hardness testing – Part 1:

Hardness test on arc welded joints.

[24] EN 1321, Destructive tests on welds in metallic materials – Macroscopic and microscopic

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[25] ISO 5817, Welding – Fusion-welded joints in steel, nickel, titanium and their alloys (beam

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[26] ASME, secção VIII, Division I, Edição 2010, Addenda 2011, Pressure Vessel Code, Rules for

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10-12. November 2003, London; ISBN 1-86125-160-2.

[33] Vaillant, J.C.; Vanderberghe, B.; Hahn, B.; Heuser, H.; Jochum, C.; T/P23,24,91 and 92; New

grades for advanced coal-fired power plants – properties and experience ECC-Conference, 12-14,

September 2005, London, UK.

[34] Heuser, H.; Jochum, C.; Hahn, B.; Properties of Matching filler Metals for E911 and 92; MPA-

Seminar Stuttgart, 10./11.10.2002, Tagungsband Vol.2

[35] Shibli A., Hamata N., “Creep crack growth in P22 and P91 Welds – overview from SOTA and

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[36] Shibli A., Starr F., “Some aspects of plant and research experience in the use of new high

strength martensitic steel P91”, International Journal of Pressure Vessels and Piping 84, pp 114-122,

2007.

[37] Dogan B., Nikbin K., Petrovski B., Ceyhan U., Dean W., “Code of practice for high-temperature

testing of weldments”, International Journal of Pressure Vessels and Piping 83, pp 784-797, 2006.

[38] Lomozik M., Zielinska-Lipiec A., “Microscopic Analysis of the Influence of Multiple Thermal Cycles

on Simulated HAZ Toughness in P91 Steel”, Archives of Metallurgy and Materials, pp 1026-1034,

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[39] Thomas A., Pathiraj B., Veron P., “Feature tests on welded components at higher temperatures –

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979, 2007.

[40] http://www.edp.pt/ consultado a 25.09.2014

http://www.edp.pt/

a

XIII. Anexos

b

A. Procedimentos Experimentais

A.1 Procedimento Tungsténio Inerte Gás

Para a realização das amostras o procedimento utilizado foi:

1. Reunir a matéria-prima necessária para realizar a soldadura.

2. Verificar se o equipamento (Fonte de Potência, Tocha, botija de gás) está em devidas

condições para prosseguir o processo.

3. Colocar o elétrodo de tungsténio na tocha.

4. Instalar na tocha TIG o bocal cerâmico.

5. Ligar o cabo de massa à peça.

6. Ligar a fonte de potência, regularizando a intensidade de corrente desejável para executar a

soldadura.

7. Controlar o fluxo de gás de proteção utilizado com as válvulas presentes nas botijas.

8. Executar soldadura das respectivas amostras

Figura A.1- 1 – Equipamento: ProTig 410 - Kemppi

c

A.2 Procedimento Partículas Magnéticas

O procedimento experimental seguido foi:

1. A superfície a examinar deverá estar sem contaminantes e seca.

2. Pulverizar a área a inspeccionar da amostra com uma suspensão certificada.

3. Magnetizar a peça utilizando um íman., fazendo-o em forma de “x” de modo a garantir que a

área foi 100% inspecionada.

4. Desmagnetizar a amostra ensaida.

a) b)

a) b) c)

Figura A-2- 1 – a) Suspensão com Partículas Magnéticas; b) Íman; c) Revestimento contrastante

Figura A-2- 2 - a) Após pulverização com o revestimento Contrastante; b) Aplicação da suspensão de Partículas Magnéticas e contacto do Íman com a amostra.

d

A.3 Procedimento Radiografia

O procedimento utilizado para a execução desta ténica foi o seguinte:

1. Proteger as partes do corpo contra a radiação inerente à ténica.

2. Preparação da fonte de radiação, bem como a escolha do parâmetro - densidade de

potência-.

3. Preparação superficial da amostra a ensaiar, sempre que esta se encontra pintada ou algum

acabamento superficial, a amostra tem de ser decapada.

4. Identificar a amostra fora da área de interesse.

5. Antes de realizar o teste radiografia, accionar alerta perigo, de modo que seja visível que se

está a radiografar a amostra.

6. Realização do ensaio radiográfico.

7. Preparação dos filmes, tendo por base a informação recolhida dos eletrões refletidos pela

amostra ensaida.

e

A.4 Procedimento Durezas

Os procedimentos de teste adoptado na medição do perfil de dureza foram os seguintes:

1. O ensaio deve ser realizado numa superfície lisa e uniforme, livre de óxido e, em

particular, completamente livre de lubrificantes. O acabamento da superfície deve permitir determinar

com exatidão o comprimento da diagonal do identador.

2. A preparação deve ser realizada de tal modo que qualquer alteração na dureza

superficial, devido à aquecimento excessivo ou de trabalho a frio.

Nota: Devido à pequena profundidade do identador Vickers, é essencial que sejam tomadas

precauções especiais durante a preparação. Recomenda-se a utilização de um processo de

polimento adequado para os parâmetros do material.

3. A espessura do provete, ou da camada sob ensaio, deve ser de pelo menos 1,5 vezes o

comprimento diagonal do identador.

Nota: Não deverá existir deformação da amostra visível na parte aposta à indentação.

4. As forças de ensaio encontram-se na Tabela 4.3.

5. A amostra deverá ser colocada sobre um suporte rígido. As superfícies de apoio devem

ser limpas. É importante que a amostra de teste encontra-se firma no suporte de modo que

deslocamento não pode ocorrer durante o teste.

6. Colocar o indentador em contato com a superfície de teste e aplicar a força de ensaio em

uma direção perpendicular para a superfície, sem choque ou vibração, até que a força aplicada atinga

o valor especificado na Tabela 4.3.

7. Durante todo o ensaio, a máquina de ensaio deve ser protegida contra choques ou

vibrações.

8. A distância entre o centro do indentador e a extremidade da amostra deve ser no mínimo

2,5 vezes o comprimento da diagonal média da reentrância.

9. Medir os comprimentos das duas diagonais. A média aritmética das duas leituras devem

ser feitas para o cálculo da dureza Vickers.

f

Figura A-4- 1 – Equipamento – EMCOTEST – M4C1RG3 - Teste

Dureza de Vickers

g

A.5 Procedimento Macrografia

O procedimento seguido foi:

Cortar corpos de prova, seccionando-o de forma a obter a superfície soldada exposta para

análise.

Lixar superfícies cortadas, de modo a que a superfície fique o mais uniforme possível,

seguindo a serie de lixas: Lixa de 200, 400, 600, 800, 1000, 2400 e 4000. Na lixa de 4000 foi

adicionado água como lubrificante;

Escolher o ácido adequado para a contratação.

Imersão da superfície da amostra no ácido contrastante, durante 5 min.

Após passar 5 min, retirar a amostra do ácido contrastante.

Injectar álcool na superfície contrastada, secando-a de seguida.

Colocar a amostra no microscópia e fotografá-la.

Tabela A-5- 1 - Contrastação Macrográfica

Reagente de Contrastação

(Adler’s)

25ml H2O + (NH4)2CuCl4.2H2O + 50ml HCl +

15gFeCl3

Método de Contrastação Imersão

Tempo de Contrastação (min.) 5

A) B)

Figura A-5- 1 – A) Equipamento: Struers Tegramin-30 - Máquina de Lixar; B) Macrografias com lixa 1000

h

A.6 Procedimento Micrografia

O procedimento seguido foi:

Cortar amostras, anteriormente seccionadas para a realização das macrografias.

Montar amostra previamente cortada com cera a quente.

Preparação superficial da amostra. Primeiro aplica-se as lixas de 2400 e 4000, com a

finalidade de remover o elemento contrastante utilizado na macrografia.

Aplica-se o pano de 1400 µm, 1800µm e 2000 µm, de modo que a superfície da amostra

fique o mais homogénea possível.

Escolher o ácido adequado para a contratação.

Imersão da superfície da amostra no ácido contrastante, durante 3 min.

Após passar 3 min, retirar a amostra do ácido contrastante.

Injectar álcool na superfície contrastada, secando-a de seguida.

Colocar a amostra no microscópia e fotografá-la.

Tabela A-6- 1 - Contrastação micrográfica

Reagente de Contrastação

(Icral 15%)

100ml C2H5OH + 15g

C6H2OH(NO2)3

Método de Contrastação Imersão

Tempo de Contrastação (min.) 3

Figura A-6- 1 – Equipamento OLYMPUS – Modelo GX51/DP20 - Teste de Micrografia -

i

B. Ficha Técnica Thermanit MTS 3

Figura B- 1 - Ficha Técnica Thermanit MTS 3

j

C. WPS (Welding Procedure Specification)

148

148

Figura C- 1- WPS utilizado

análise de problemas de fissuração em soldadura de aços ... · figura 2.5 - hrsg horizontal com...

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