tensões residuais

1 CURSOS: INSPEÇÃO E MANUTENÇÃO EM VASOS DE PRESSÃO - PARTE 3Autor: Nestor Ferreira de Carvalho

1. TENSÕES RESIDUAIS

1.1. CONCEITO

Tensões residuais são as tensões que permanecem numa peça ou estrutura após a remoção de todasolicitação sobre a mesma.

As tensões residuais podem ser originadas de duas maneiras : quando uma peça ou parte de um material étrabalhado a frio, ou devido a um aquecimento localizado, numa temperatura suficientemente alta paraprovocar grandes dilatações no metal. Para o aço carbono essa temperatura é da ordem de 500° C. (a peçafica avermelhada).

As tensões residuais são uma conseqüência das restrições impostas a dilatação e contração do metalaquecido. As figuras 1 e 2 mostram exemplos típicos da introdução de tensões residuais em peças devido aoaquecimento.

FIGURA 1 - Tensões residuais devido a dilatação impedida e contração livre.

AAA BBB

FRIO AQUECIDO RESFRIADO

OBS. 1. O bloco b foi colocado no vão do bloco a por interferência.2. Apenas o bloco b foi aquecido.3. O bloco b está sujeito a uma dilatação impedida durante o

aquecimento e contração livre no resfriamento.4. Após o resfriamento o bloco b ficou menor.


FIGURA 2 - Tensões residuais devido a dilatação e contração impedidos.

1.2. TENSÕES RESIDUAIS DEVIDO A SOLDAGEM

As tensões residuais devido a soldagem são geradas por escoamento parciais localizados, que ocorremdurante o ciclo térmico de soldagem. Em juntas soldadas, em geral, temos uma situação similar ao bloco A dafigura 2, onde é feito um aquecimento com dilatação e contração impedidos.

As tensões residuais devido à soldagem podem ser melhor entendidos pela analogia da barra aquecida commostra a figura 3.

Descrição da experiência representada pela figura 3

1. Admita que apenas a parte B da chapa seja aquecida.2. A dilatação térmica restringida provoca tensões de compressão na parte B da chapa e de tração nas partes

A e C, para que o equilíbrio seja mantido.

FRIO AQUECIDO RESFRIANDO

OBS. 1. O bloco a é inteiriço com um furo.2. B é uma parte imaginária de A que será aquecida.3. Durante o aquecimento a parte B tende a aumentar suas dimensões - só a parte B

do bloco A é aquecida.4. Durante o resfriamento B tende a ficar menor, por ter sido deformado por

compressão.5. Após o resfriamento o bloco A é serrado no meio da parte B - as faces da linha

serrada vão se distanciar.

A B A A

B

BBA

SERRADO

FURO NOBLOCO A

B = PARTE IMAGINÁRIA DE AQUE SERÁ AQUECIDA


3. À medida que a temperatura se eleva, as tensões nas barras aumentam, atingindo o limite de escoamentona parte B (ponto 1). A partir desse ponto, a dilatação térmica é absorvida com a deformação da parte Bque está aquecida e tem sua resistência mecânica reduzida.

4. As curvas de σe indicam a variação do limite de escoamento com a temperatura. Continuando oaquecimento, a tensão na parte B evolui ao longo de 1 para 2, onde a plastificação impede oestabelecimento de tensões superiores ao limite de escoamento. O ponto 2 corresponde à temperaturamáxima atingida θ2.

5. Durante o resfriamento, a parte B se contrai tende para um comprimento livre menor do que L emvirtude da deformação plástica a que foi submetido. A tensão diminui, muda de sinal e atinge o limite deescoamento, à tração, no ponto 3.

6. A partir do ponto 3 a contração térmica é absorvida por deformação plástica, não permitindo que atensão na barra ultrapasse o limite de escoamento. Ao longo de 3 para 4, o valor da tensão acompanha avariação do limite de escoamento com a temperatura.

7. Concluído o resfriamento, a chapa ficará submetida a um sistema de tensões residuais. Na parte B atensão é de ração e da ordem do limite de escoamento do material na temperatura ambiente.

θ

TRAÇÃO

COMPRESSÃO

σ

σeco 4

3

CURVA DA VARIAÇÃO DE σe

COM A TEMPERATURA

CURVA DA VARIAÇÃO DE σe

COM A TEMPERATURA

θ0θ1 θ2

1

2

C

A

BFURO

FURO

LONDE: σ = Tensãoσe = Limite de Escoamentoθ = Temperaturaθ0 = Temperatura Ambienteθ1 = Início da Deformação Plásticaθ2 = Início do Resfriamentoσe0 = Limite de Escoamento na Temperatura

Ambiente1→2 = Deformação Plástica no Aquecimento3→4 = Deformação Plástica no Resfriamento

CHAPA DE TESTE

REGIÃO AQUECIDA


FIGURA 3 - Variação da tensão devido ao aquecimento localizado na parte B da chapa.

Esse raciocínio é evidentemente simplificado. Não foi considerada a variação do módulo de elasticidade e docoeficiente de dilatação térmica com a temperatura. A variação do limite de escoamento com a temperaturafoi considerada com a mesma configuração tanto à tração quanto à compressão. A fluência do materialtambém foi desprezada.

Uma peça soldada se assemelha ao descrito na figura 3. A curva de repartição térmica mostra que a zonaaquecida acima de θ1 sofre deformação plástica, analogamente à chapa da figura 3, determinando oaparecimento das tensões residuais de contração (figura 4). O nível das tensões dependerá do grau derestrição da estrutura, na direção longitudinal do cordão de solda. Verificações experimentais confirmam quenessa direção as tensões são muito próximas do limite de escoamento do material.

θ

θ1

L

6L

L

6L

� σeσ

TENSÃOLONGITUDINAL

TENSÃOTRANSVERSAL

SOLDA


FIGURA 4 - Tensões residuais numa solda entre chapas livres.

1.3. EFEITO DAS TENSÕES RESIDUAIS NUMA SOLDA

As tensões residuais numa junta soldada afeta as zonas fundida e térmicamente afetada (figura 5). Osprincipais efeitos são:

a) Aumenta a dureza.b) Redução da tenacidade.c) Aumento do nível de tensões localizadamente.d) Aumento do risco de fissurações associadas aos procedimentos de soldagem.e) Redução da resistência à corrosão sob-tensão.f) Redução da resistência à fissuração pelo hidrogênio.g) Redução da resistência à fratura frágil.h) Redução da resistência à fadiga.i) Podem colaborar para a propagação de defeitos na solda.

FIGURA 5 - Regiões de uma junta soldada.

2. MÉTODOS DE REDUÇÃO DAS TENSÕES RESIDUAIS

Os principais métodos de redução das tensões residuais estão descritos de maneira sucinta a seguir.

ZONAS TÉRMICAMENTE AFETADA

ZONA FUNDIDA

METALBASE

METALBASE


2.1. ALÍVIO DE TENSÕES A FRIO

Nestes métodos a estrutura metalúrgica do metal não é modificada, os principais são :

2.1.1. Martelamento

Introduz tensões de compressão na região aquecida para equilibrar as tensões de tração existentes. Estemétodo só alivia tensões superficiais e é muito difícil de ser controlado.

2.1.2. Teste de Carga

Consiste na aplicação de uma sobrecarga na peça tencionada. Nos pontos onde a sobrecarga se somar astensões residuais e o limite de escoamento for ultrapassado haverá escoamento do material e a tensão éaliviada. Este é bastante usado em pontes rolantes que são ensaiadas com sobrecarga de 50% acima de suacapacidade nominal.

2.1.3. Teste de Pressão

Bastante usado em vasos de pressão. A pressão é 50% acima da pressão de projeto. As tensões queultrapassarem o limite de escoamento serão aliviadas por deformação local.

No caso de vasos de pressão o efeito é possível para as juntas longitudinais, onde as tensões são o dobrodas tensões circunferênciais.

Pode ocorrer fissuras em vez de deformação local, dependendo do material e do estado de tensões doequipamento antes do teste.

2.1.4. Vibração

Este é empregado para peças pequenas. O princípio é o mesmo do teste de carga, apenas a carga é aplicadapor vibração.

2.2. ALÍVIO DE TENSÕES A QUENTE

2.2.1. Pré - Aquecimento

Este método consiste em aquecer a região a ser soldada antes de se iniciar a solda, aumentado a área da zonaafetada pelo calor. Isso provoca um gradiente de temperatura que se estende por uma área mais larga, comuma transição menos brusca de temperatura entre pontos vizinhos (menor gradiente de temperatura),reduzindo o nível das tensões residuais, devido a uma redução no grau de restrição. (figura 6).


2.2.2. Alívio com Chama

Quando uma junta soldada é aquecida até uma temperatura inferior a 300°C pode ocorrer uma pequenaredução de picos de tensão, devido a uma redução do limite de escoamento que ocorre nessa temperatura.

2.2.3. Alívio com Tratamento Térmico

Quando uma junta soldada é aquecida a uma temperatura cerca de 50 a 100° C abaixo da temperatura detransformação do metal, ocorre uma grande redução do nível das tensões residuais.

Este fato se deve a deformações plásticas localizadas que ocorrem nos locais onde as tensões residuais estãoatuando, devido a uma grande redução do limite de escoamento do metal que ocorre com a elevação datemperatura. (figura 7).2.2.4. Alívio por Normalização

Quando uma junta soldada é aquecida a uma temperatura que ultrapasse a temperatura de transformação dometal ocorrerá um alívio das tensões residuais acompanhado por uma modificação da estrutura metalúrgicado metal. O princípio de redução das tensões é o mesmo descrito no item anterior.

TEMPERATURA

TEMPERATURADE FUSÃO

TEMPERATURA DETRANSFORMAÇÃO

TEMPERATURAAMBIENTE

ZTAZTA

JUNTA SOLDADA COM PRÉ- AQUECIMENTO

- MAIOR ZTA.- MENOR VELOCIDADE DE

RESFRIAMENTO.- MENOR GRADIENTE

TÉRMICO.- MENOR NÍVEL DE

TENSÃO RESIDUAL.

JUNTA SOLDADA SEM PRÉ -AQUECIMENTO

- MENOR ZTA.- MAIOR VELOCIDADE DE

RESFRIAMENTO.- MAIOR GRADIENTE

TÉRMICO.- MAIOR NÍVEL DE TENSÃO

RESIDUAL.


FIGURA 6 - Influência do pré - aquecimento no nível das tensões residuais.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 0,5 1 1,5 2 4 6 8 10

TEMPO NA TEMPERATURA DE TRATAMENTO (HORAS)

TE

NSÃ

O R

ESI

DU

AL

(KSI

)

FASE 1 FASE 2

T=760oC T=704oC T=650oC

T=590oC

T=540oC

T=490oC

T=430oC

T=320oC

T=200oC

FIGURA 7 - Influência do tempo e temperatura no tratamento térmico de alívio de tensões.

3. ALÍVIO DE TENSÕES COM TRATAMENTO TÉRMICO

3.1. CONCEITO

De um modo geral os métodos térmicos de alívio de tensões residuais podem ser divididos em:

- Tratamentos realizados no interior de fornos - o vaso é colocado totalmente ou em partes dentro de umforno.

- Tratamento utilizando o vaso como forno - coloca-se uma fonte de calor no interior do equipamento eeste é isolado externamente.


- Tratamento localizado - só as partes que necessitam tratamento são tratadas, com aquecimentolocalizado.

Admitindo algumas simplificações, o tratamento térmico de alívio de tensões consiste em aqueceruniformemente o equipamento de modo que o limite de escoamento do material fique reduzido a valoresinferiores às tensões residuais. Nesta condição, as tensões residuais provocam deformações plásticas locais ediminuem de intensidade.

A figura 7 mostra que o alívio de tensões se faz em duas fases:

FASE 1: Durante aproximadamente a primeira hora de tratamento ocorre a maior redução de tensões. Nostratamentos realizados em temperaturas elevadas (acima de 500° C), a principal causa de alívio de tensões éa plastificação local resultante da redução do limite de escoamento. O pequeno alívio de tensões que ocorreem temperaturas baixas, como por exemplo, a 200° C, não poderá ser atribuído à redução do limite deescoamento e sim ao fenômeno de recuperação.

FASE 2: Nas horas subsequentes as tensões residuais diminuem também por deformação plástica, resultanteda fluência do material, quando a temperatura for superior a 500° C.

Somente os tratamentos feitos em temperaturas superiores a 500° C, para os aços carbono, são realmenteeficazes. Quanto maior for o nível inicial de tensões residuais, mais elevadas serão as tensões após otratamento térmico. Os aços resistentes à fluência requerem temperatura, ou tempo de tratamento, maiselevados que para os aços carbono. Na soldagem em vários passes, a sucessividade dos passes não reduz aintensidade das tensões residuais.

3.2. PARÂMETROS DO TRATAMENTO

Durante a realização do tratamento térmico deverão ser controladas principalmente as seguintes variáveis:- Taxa de aquecimento;- Temperatura de tratamento;- Tempo de permanência na temperatura de tratamento (tempo de encharque);- Taxa de resfriamento.

Os códigos de construção especificam essas variáveis em função da composição química e espessura dometal a ser tratado. A figura 8 faz um resumo dessas variáveis, conforme os requisitos do código ASME. Oscódigos: BS 5500 (código Inglês), ANCC (código Italiano), API e o DnT (código Alemão), apresentamvalores semelhantes.

TEMPO DETRATAMENTO =2,36 MINUTOS/mmMAS, NO MÍNIMO DE 15MINUTOS

TEMPO

TAXA DEAQUECIMENTO⟨ 220°C / h.pol.

TAXA DERESFRIAMENTO⟨ 260°C / h .pol..

427°C

TEMPERATURA DETRATAMENTO

ABAIXO DE 427°C NÃO É NECESSÁRIO CONTROLE


FIGURA 8 - Variáveis do tratamento de alívio de tensões, conforme o código ASME.

A tabela 1 mostra as temperaturas de tratamento térmico de alívio de tensões recomendadas por diversoscódigos de construção para aços carbono e aços liga.

MATERIAL ANCC ASME BS 5500 DnTAÇO C / C - Mn 600-650°C ⟩ 593°C 580-620°C 550-600°CAÇO C-1/2 Mo 620-670°C ⟩593°C 650-680°C 580-620°CAÇO 1C r-1/2 Mo 630-680°C ⟩593°C 630-670°C 620-660°CAÇO 2.1/4Cr-1/2Mo 660-710°C ⟩677°C 680-720°C 620-750°CAÇO 5 Cr - 1/2Mo 680-730°C ⟩677°C 710-760°C 670-740°C

TABELA 1 - Temperatura de alívio de tensões conforme vários códigos.

O controle de temperatura em qualquer estágio da realização de um tratamento térmico é fundamental. Ofluxo de calor e a distribuição de temperaturas, ao longo de toda a região tratada devem ser controlados paraque não se perca o controle do tratamento. O mais importante, evidentemente, para o devido sucesso de umtratamento térmico de alívio de tensões, é medir e controlar adequadamente a distribuição de temperaturasem todos os estágios do tratamento.

A medição e o controle da distribuição de temperaturas no componente tratado, deve ser realizada por meiode termopares ligados à estrutura tratada térmicamente. A junção do dois arames constituintes do termo-pardeverá ser devidamente protegida da ação direta dos elementos de aquecimento e também, da circulação daatmosfera existente no interior do forno. O número e a distribuição dos termopares deverão ser adequadospara avaliar a maior variação de temperaturas prevista e possível de ocorrer na estrutura durante o tratamentotérmico.

Um outro aspecto que deverá merecer a maior atenção durante a realização de um tratamento térmico é asuportação do equipamento. A perda de resistência mecânica com o aumento de temperatura, inerente àrealização do tratamento térmico, poderá provocar deformações exageradas se:


- A suportação for inadequada ou insuficientemente quando o equipamento estiver na temperatura detratamento.

- A suportação não apresentar rigidez suficiente, na temperatura de tratamento, para suportar o peso doequipamento.

Em certas situações, dependendo da geometria e rigidez do equipamento, será inevitável a utilização desuportes ou reforços provisórios durante a realização do tratamento térmico.

3.3. INFLUÊNCIA DO ALÍVIO DE TENSÕES TÉRMICO NASPROPRIEDADES MECÂNICAS DOS MATERIAIS.

Experiências feitas com corpos de prova em aço carbono e carbono-manganês confirmam que o tratamentotérmico para o alívio de tensões residuais altera as propriedades mecânicas de um material. Da mesmamaneira as experiências confirmam que restringindo-se a temperatura e o tempo de tratamento, bem como onúmero de tratamento sucessivos esses efeitos ficam dentro de valores aceitáveis para a construção de vasosde pressão.

Os principais efeitos do tratamento térmico de alívios de tensões em temperaturas ou tempo acima dosespecificados pelos códigos de construção, ou a repetição do tratamento várias vezes, mesmo dentro dosvalores especificados são os seguintes:

- Progressiva redução do limite de escoamento.- Aumento da temperatura crítica de transição, do comportamento dúctil para frágil (redução da tenacidade).- Redução da resistência a fluência para materiais que deverão operar acima de 400° C, após o tratamento.

Esses feitos também podem ocorrer nos casos em que houver um descontrole da temperatura e/ou tempo detratamento, durante um ciclo térmico.

O método mais confiável para se estimar as propriedades mecânicas de um material após um ou maistratamentos térmicos é simular o ciclo térmico num corpo de prova com características iguais (mesma corrida,mesma composição química, mesmo número de ciclos térmicos etc.) ou similares ao material que serásubmetido ao novo ciclo térmico, ou seja, o procedimento de tratamento térmico deve ser qualificado paracada caso específico.

Em equipamentos que já operaram ou já sofreram ciclos térmicos, é conveniente antes de se prescrever umtratamento térmico verificar as condições em que o material se encontra. Quando possível isto deve ser feitocom a remoção de corpos de prova do equipamento e após submetido ao novo ciclo térmico determinar suaspropriedades mecânicas. Como na grande maioria dos casos isso é inviável, pode se usar um parâmetrorepresentativo para fazer essa avaliação. Esse parâmetro foi desenvolvido por Larson-Muller.

O parâmetro de Larson-Muller (LMP), permite expressar com um único valor, as características de um ciclotérmico considerando todas as suas variáveis. Este parâmetro está descrito a seguir:

LMP = T.(C + log. t ). 10-3


ONDE: - LMP = parâmetro de Larson-Muller (admensional).- T = temperatura do tratamento térmico (°K).- t = tempo equivalente de tratamento (horas), calculado pela expressão:com: te = tempo de encharque (horas).

ta = tempo de aquecimento (horas), calculado pela expressão :ta = T / [ 2,3 .Ka .(C - log. Ka)]para : Ka = velocidade de aquecimento (°K / hora).

C = constante, igual a 20 para os aços C e C-Mn.tr = tempo de resfriamento (horas), calculado pela expressão :tr = T / [ 2,3.Kr. (C - log. Kr )].para : Kr = velocidade de resfriamento (°K / hora).

C = constante, igual a 20 para os aços C e C-Mn.

Por essa expressão, vê-se que o efeito da temperatura no alívio térmico é bem mais forte que o tempo detratamento.

Trabalhos técnicos recomendam que o valor de LMP seja sempre inferior a 19,5, mesmo após váriostratamentos sucessivosA figura 9 mostra a influência do alívio de tensões nos limites de resistência à tração e ao escoamento paraaços carbono e carbono-manganês. Os testes foram feitos com corpos de prova de aços nas especificações:ASTM A-537 C1.1; A-537 C1.2 e A-516 GR. 70.

PARÂMETRO DE LARSON-MILLER

MO

DIF

ICA

ÇÃ

O N

O L

IMIT

E D

EE

SCO

AM

EN

TO

EM

%

-12

-10

-8

-6

-4

-2

0

2

4

17 18 18,5 19 19,5 20

VALORESMÁXIMOSVALORESMÍNIMOS

t = te + ta + tr



MO

DIF

ICA

ÇÃ

O N

O L

IMIT

E D

ER

ESI

STÊ

NC

IA À

TR

AÇ

ÃO

EM

%

-12

-10

-8

-6

-4

-2

0

17 18 18,5 19 19,5 20

CURVA MÁXIMACURVA MÍNIMA

FIGURA 9 - Influência do TTAT nos limites de resistência à tração e ao escoamento dos aços carbono ecarbono-manganês.

TEMPERATURA DE ENCHARQUEEM GRAUS CELSIUS

RE

DU

ÇÃ

O D

AS

TE

NSÕ

ES

RE

SID

UA

ISE

M %

DO

VA

LO

R I

NIC

IAL

0

20

40

60

80

100

315 370 430 480 540 595 650 705

TEMPO DEENCHARQUE DE 1HORATEMPO DEENCHARQUE DE 4HORASTEMPO DEENCHARQUE DE 6HORAS

FIGURA 10 - Relação entre temperatura e tempo de tratamento no alívio das tensões residuais.



AU

ME

NT

O D

A T

EM

PE

RA

TU

RA

DE

TR

AN

SIÇ

ÃO

, DE

TE

RM

INA

DA

PA

RA

20

ft-lb

, EM

GR

AU

S C

EL

SIU

S

0

5

10

15

20

25

30

16 17 18 19 20 21

FIGURA 11 - Influência do TTAT na temperatura de transição dúctil/frágil.

A figura 9 mostra que em média, para um tratamento térmico de alívio de tensões residuais realizadoconforme os requisitos dos códigos de construção, o limite de escoamento do material cai de 5 a 10%, portratamento realizado. Essa redução do limite de escoamento é acompanhada por uma perda de resistênciamecânica e está associada a esferoidização dos carbonetos e a transformação da ferrita em perlita.

Da figura 11 podemos verificar que em média, para cada tratamento de alívio de tensões residuais realizadoconforme os requisitos dos códigos de construção, a temperatura de transição pode aumentar até 30° C.Essa queda progressiva da tenacidade ao entalhe é explicada pela migração do carbono e das impurezas paraos contornos de grãos da ferrita.

A figura 10 mostra a redução de tensões alcançada com cada tratamento térmico de alívio de tensõesrealizado conforme os requisitos dos códigos de construção, em função do tempo de encharque.

Conjugando-se as curvas de propriedades (figuras 9 e 11) com a curva de relaxação (figura 10), tem-se umametodologia de prescrever-se o tratamento térmico que compatibilize o grau de alívio de tensões, com aspropriedades mecânicas necessárias ao serviço do equipamento. Por essas evidências, se estabelecem que oalívio térmico das tensões, para os aços ao carbono, se deve enquadrar na faixa de 580 a 620° C, comoprescrito pela maioria dos códigos de construção.

Quanto à redução da tensão de ruptura em altas temperaturas, nos aços carbono e carbono-manganêsacalmados com silício, particularmente, em virtude do tratamento térmico prolongado e/ou temperaturaspróximas a 650° C, a variação é significativa. Atribui-se esse comportamento à remoção do nitrogênio ativo,


dos interstícios dos grãos, pela precipitação como nitreto de silício, o que reduz a resistência nas altastemperaturas (acima de 400° C). No caso de aços carbono acalmados com alumínio ocorre a precipitaçãode nitreto de alumínio, com efeitos similares aos aços acalmados com silício.

Para avaliar sucessivos tratamentos térmicos pode-se usar o parâmetro de Larson-Muller, usando com tempode tratamento ″t″ a soma de todos os tempos ″t″ dos tratamentos realizados.

3.4. BENEFÍCIOS E INCONVENIENTES DO ALÍVIO DE TENSÕES

O principal objetivo do tratamento térmico é aquecer o material a um nível de temperatura suficiente, parareduzir a sua resistência ao escoamento, a uma pequena fração do seu valor à temperatura ambiente. Esseprocesso é acompanhado por um revenimento da região endurecida durante o processo de soldagem domaterial, reduzindo sua dureza e restabelecendo a tenacidade da zona térmicamente afetada pelo calor(ZTA).

Os benefícios mais importantes do alívio térmico, em relação à condição ″como soldado″, são:

1. Redução dos picos de tensão em cerca de 10 a 20% do seu valor residual após a soldagem. Isso é válidoquando há total liberdade de dilatação durante o tratamento térmico.

2. Promove a estabilidade dimensional da peça ou componente, especialmente para os que serão usinados.3. Elimina ou reduz a tendência à corrosão sob tensão do material.4. Reduz a dureza e restaura a ductilidade e a tenacidade da junta soldada.5. Melhora a resistência à fratura frágil.6. Elimina o hidrogênio dissolvido na solda, evitando a fissuração pelo hidrogênio.O alívio térmico no entretanto apresenta alguns inconvenientes :

1. A queda da resistência mecânica com a temperatura, pode ensejar a propagação de fissuras preexistentes.2. O relaxamento das tensões compressivas que impediam a propagação de trincas.3. A redução da tensão de escoamento e o aumento da temperatura crítica de transição dúctil/frágil, do

material tratado térmicamente, comparativamente ao metal base, sem solda.4. Risco de reação, do hidrogênio dissolvido, na estrutura do metal, com o carbono, gerando o gás metano

com conseqüente fragilização do material.

No caso do tratamento térmico localizado acresce-se também o risco de geração de novas tensões térmicasresiduais nas interfaces da região aquecida, e o risco de falha estrutural em equipamentos esbeltos.

3.5. EXIGÊNCIAS DO CÓDIGO ASME QUANTO A NECESSIDADE DETRATAMENTO TÉRMICO PARA ALÍVIO DE TENSÕES

a) PARA SOLDAS NOVAS EM AÇO CARBONO

O tratamento térmico para o alívio de tensões em soldas de vasos novos é requerido nos seguintes casos:a.1. Espessuras maiores do que 38 mm.a.2. Espessuras maiores do que 31 mm a menos que se faça pré-aquecimento de 100°C durante a soldagem.a.3. Qualquer espessura para vaso em serviço letal.


a.4. Qualquer espessura para vaso em serviço à temperatura inferior a - 45° C.

b) PARA SOLDAS NOVAS EM AÇO BAIXA LIGA C-1/2 Mo e ½ Cr-1/2 Mo

O tratamento térmico para o alívios de tensões em soldas de vasos novos é requerido no seguintes casos:b.1. Para espessura superiores a 16 mm.b.2. Qualquer espessura para vaso em serviço letal.b.3. Qualquer espessura para vaso em serviço à temperatura inferior a - 45°C.

c) PARA REPAROS DE SOLDA EM AÇO CARBONO

É exigido tratamento térmico ADICIONAL em vasos de pressão novos que tenham sido reparados comsolda nos seguintes casos :c.1. Qualquer profundidade de reparo para vasos em serviço letal.c.2. Qualquer profundidade de reparo para vasos em serviço à temperatura inferior a - 45° C.c.3. Qualquer profundidade de reparo em bocais com diâmetro inferior a 2 polegadas não precisam ser

tratados, desde que sejam pré - aquecidos a 100°C, durante a soldagem, não tenham : chanfro superiora 13 mm, altura de garganta superior a 13 mm e anel de reforço.

c.4. As soldas com garganta inferior a 13 mm não precisaram ser tratadas se utilizarem pré - aquecimentode 100° C, durante a soldagem.

c.5. Os revestimentos feitos com depósito de solda ou solda de fixação de lining’s não precisam ser tratadosse pré - aquecidos a 100° C, durante a soldagem.

c.6. Pequenas restaurações da superfície devido a remoção dos dispositivos de soldagem não precisam sertratados se não houver risco de contato com o produto a ser armazenado.

c.7. Quando a profundidade total do reparo de qualquer junta soldada, que não se enquadrem nos itensacima, exceder a 38 mm (soma das profundidades de reparos de cada lado da solda).

d) PARA REPAROS DE SOLDA EM AÇO BAIXA LIGA C-1/2 Mo e ½ Cr-1/2 Mo

É exigido tratamento térmico ADICIONAL em vasos de pressão novos que tenham sido reparados comsolda nos seguintes casos :d.1. Qualquer profundidade de reparo para vasos em serviço letal.d.2. Qualquer profundidade de reparo para vasos em serviço à temperatura inferior a - 45°C.d.3. Soldas de bocais e acessórios em paredes não pressurizadas, com chanfro até 13 mm o tratamento

não é exigido se a solda for executada com pré - aquecimento de 100°C e o carbono equivalente1 forinferior a 0,25%.

d.4. Soldas circunferênciais em tubos de espessura inferior a 13 mm, o tratamento térmico não é exigidose o carbono equivalente for inferior a 0,25%.

d.5. Os revestimentos feitos com depósito de solda ou solda de fixação de lining’s não precisam ser tratadosse pré - aquecidos a 100°C, durante a soldagem e se o carbono equivalente for inferior a 0,25%.

1O The Welding Institute recomenda que o carbono equivalente, para aços carbono e carbono-manganês, seja calculadopela expressão: Ceq = %C + (%Mn) / 6 + (%Cr + %Mo + %V) / 5 + (%Ni + %Cu) / 15


d.6. Pequenas restaurações da superfície devido a remoção dos dispositivos de soldagem não precisam sertratados se não houver risco de contato com o produto a ser armazenado.

d.7. Quando a profundidade total do reparo de qualquer junta soldada, que não se enquadrem nos itensacima, exceder a 16 mm (soma das profundidades de reparos de cada lado da solda).

3.6. TRATAMENTO TÉRMICO LOCALIZADO

O tratamento térmico localizado produzirá deformações plásticas no equipamento tratado. O gradientetérmico durante o aquecimento, encharque e resfriamento deverá ser cuidadosamente controlado para evitar aintrodução, de um novo estado de tensões. As tensões térmicas produzidas por um tratamento térmicolocalizado indevidamente realizado, poderão originar um estado de tensões residuais mais perigoso aoequipamento soldado do que o existente anteriormente ao tratamento.

Conforme já foi descrito, é fundamental o controle do gradiente térmico durante a realização do tratamentotérmico localizado. Diversos códigos limitam, além do gradiente térmico, a largura mínima da faixa localmenteaquecida e a extensão de seu isolamento térmico. A tabela 2 sintetiza estas exigências para alguns códigos deconstrução tradicionalmente utilizados.

A figura 12 representa esquematicamente a preocupação da comissão 11 da Organização Internacional deNormas Técnicas (ISO/TC 11- Boilers and Pressure Vessels), quanto ao gradiente térmico durante umtratamento térmico localizado. Apesar de mais conservador que o código ASME estas dimensões tem sido aspreferidas na realização de tratamentos térmicos localizados de juntas soldadas, quando estes são realizadosno campo.

DIMENSÃO NORMABS 5500 ASME ISO DIS 2694

Extensão aser aquecidapara soldascircunfe-rênciais e

longitu-dinais

Toda a circunferência do vasonuma extensão de 2,5. Rt , para

cada lado da junta soldada

Toda acircunferênciado vaso numa

extensão de 2. t, para cada ladoda junta soldada

Toda a circunferência do vasonuma extensão de 2,5. Rt ,

para cada lado da juntasoldada

Extensão aser aquecidapara soldas

de atracaçãode bocais

Toda a circunferência do vasonuma extensão de 2,5. Rt , para

cada lado da junta soldada

Toda acircunferênciado vaso numa

extensão de 12 t+ a maior

largura externada junta soldada

Toda a circunferência do vasonuma extensão de 2,5. Rt ,

para cada lado da juntasoldada

Gradientetérmico

A temperatura nas bordas daregião aquecida deverá ser igual a

½ da temperatura máxima, emqualquer instante do tratamento

Não especifica

A temperatura nas bordas daregião aquecida deverá serigual a ½ da temperatura

máxima, em qualquer instantedo tratamento

260°C / hora.


DIMENSÃO NORMABS 5500 ASME ISO DIS 2694

Taxa deresfriamento

220°C / hora. pol. da menorespessura sendo tratada

pol. da menorespessura sendo

tratada


Taxa deaquecimento


220°C / hora.pol. da menor

espessura sendotratada


ONDE : R = Raio externo da junta soldada.t = maior espessura da junta soldada, sem considerar o reforço da solda.

TABELA 2 - Exigências para a execução de tratamento térmico localizado.

As zonas fundida e térmicamente afetadadeverão estar submetidas à temperatura detratamento.

TT = temperatura de

tratamento.

T / 2

2,5. Rt

R

t

ISOLAMENTOTÉRMICO


FIGURA 12 - Limitações para o gradiente térmico durante um tratamento térmico localizado, conforme aISO / TC 11 da ISO / DIS 2694.

3.7. TRATAMENTO TÉRMICO LOCALIZADO NO CAMPO

3.7.1. INTRODUÇÃO

A necessidade da realização de tratamento térmico localizado em vasos de pressão após a execução dereparos tem se tornado usual em paradas de manutenção.

O aumento do grau de detectabilidade dos exames não destrutivos tem resultado na identificação de defeitosde fabricação em soldas aceitas com os recursos da época, isto tem resultado num aumento das necessidadede reparos em soldas principalmente de bocais com o casco dos vasos e muitas vezes é necessário o TTATlocalizado do vaso, que devido aos problemas de custos e prazo são realizados com o equipamento na suaposição de operação.

A análise da possibilidade de realização do TTAT localizado no campo envolve cálculos de engenharia, oestabelecimento de métodos para acompanhamento do tratamento e em alguns casos, até a necessidade dainstalação de dispositivos provisórios, com a finalidade de garantir um mínimo de alteração do vaso após otratamento, tanto do ponto de vista dimensional (verticalidade, ovalização etc.) e metalúrgico, como doestado de tensões, garantindo-se que o TTAT seja um benefício para o equipamento.

3.7.2. ANÁLISE DE ENGENHARIA

Antes de decidir sobre a forma de tratamento são necessários os seguintes estudos :a) Cálculo das tensões aplicadas sobre a região a ser aquecida, considerando o efeito da temperatura no

limite de escoamento do material.

NOTAS: - Considerar os valores reais de espessura medidos.


- Considerar as cargas devido ao vento.

b) Analisar a necessidade de se prever sustentação adicional do equipamento, durante o tratamento.c) Definir os serviços necessários para deixar o equipamento em condições de livre expansão.

Exemplo: quebra de fire - proof, lubrificação e provisão de espaço para livre expansão do vaso, soltar aslinhas e plataformas, etc.

d) Definir variáveis a serem monitoradas durante o tratamento.Exemplo: verticalidade para vasos verticais, movimentação linear dos vasos horizontais no apoio

deslizante, ciclo térmico, etc.

3.7.3. PREPARAÇÕES RELATIVAS AO AQUECIMENTO

No campo, o aquecimento é normalmente produzido com resistências elétricas energizadas por máquinas desolda. As maiores vantagens são a portabilidade do método, a disponibilidade das máquinas de solda emqualquer obra industrial e a não limitação de potência, pois basta usar quantas máquinas necessárias à área aser aquecida e tratada. Como regra geral, a potência necessária corresponde a uma energia de 2 a 5watt / cm2 de superfície externa, para o tratamento térmico de alívio de tensões, desde queconvenientemente isolada, externa e internamente. Outra facilidade é o fácil controle, pois as máquinasde solda são geradores ou transformadores de corrente contínua, com controle da voltagem e amperagem.

O material dos elementos de aquecimento comumente usado é o fio de níquel-cromo, que permitetemperaturas da ordem de 800 a 900° C. Em aquecimentos mais severos, usam-se os fios de Kanthal, umaliga especial que permite altas temperaturas, da ordem de 1000 a 1300° C.

Modernamente as máquinas de solda vêm sendo substituídas por módulos de tratamento térmico, que sãoequipamentos específicos para prover a energia elétrica ao aquecimento. Possuem programas automáticosque controlam totalmente o tratamento térmico a partir das informações fornecidas, usando as prescrições docódigo ASME para vários materiais e espessuras diferentes. Os elementos de aquecimento continuam sendoresistores, constituídos por espiras de fio ou em mantas pré-fabricadas. Nesse particular, as mantasproduzem um aquecimento mais uniforme da superfície, do que as espiras ou os elementos de fios dobrados.

Para o isolamento térmico, devido às altas temperaturas envolvidas, são usadas as mantas de fibrascerâmicas, em camadas de 25 mm de espessura, perfazendo 50 a 75 mm de isolante.

3.7.4. PREPARAÇÃO DO VASO PARA O TRATAMENTO TÉRMICO

a) O vaso deve estar livre para dilatar-se em todas as direções, não devendo ser imposta nenhuma restrição àexpansão térmica. Assim, os seguintes pontos devem ser observados :a.1. Todas as tubulações ligadas ao vaso devem ser desconectadas.a.2. Todas as tubulações cujo seu apoio estão ligados ao vaso, devem ser removidas de seus suportes.a.3. Remover todos os internos do vaso, localizados na extensão de aquecimento e isolamento da parte do

vaso a ser tratado.a.4. Soltar ou remover as plataformas e escadas, localizadas na extensão de aquecimento e isolamento

térmico da região a ser tratada.


a.5. Verificar a necessidade de remover o fire-proof, caso este esteja dentro da extensão de aquecimentoe isolamento da região a ser tratada.

a.6. Limpar e lubrificar os apoios deslizantes dos vasos horizontais.

b) Outras providências de preparação do equipamento para o tratamento térmico :b.1. Remover os instrumentos, conduites e fiação próximos da extensão de aquecimento e isolamento da

região a ser tratada.b.2. Marcar os pontos de acompanhamento topográfico do vaso, quando for o caso. O acompanhamento

deve ser espaçado de 90°, de modo a permitir o acompanhamento nas direções norte/sul eleste/oeste. Os pontos devem estar iluminados com duplicidade, para evitar contratempos.

b.3. Instalar cobertura da região do vaso que será aquecida e isolada a uma distância de pelo menos 1,5m. do vaso.

b.4. Remover todos os plugs existentes em chapas de reforço na extensão de aquecimento e isolamentoda região a ser tratada.

b.5. Executar furo de no mínimo 3,0 mm de diâmetro em todas as chapas sobrepostas ao casco do vaso(chapas de reforço, de atracação de grampos, etc.), localizadas na extensão de aquecimento eisolamento da região a ser tratada.

b.6. Distribuir as resistências de aquecimento, optando por um controle de temperatura setorial (melhorpara vasos verticais) ou o controle de toda a região a ser tratada (melhor para vasos horizontais).

b.7. Distribuir os termopares de maneira setorial ou global, conforme a opção anterior e de maneira agarantir o controle do gradiente térmico dentro dos valores recomendados.

b.8. Distribuir as máquinas de solda também de maneira setorial ou global, conforme a distribuição deresistências adotada, tomando o cuidado de se adotar no mínimo 1 termo-par para cada máquinade solda e uma máquina para cada resistência.

b.9. Adotar, dentro das possibilidades, a duplicidade de resistência e termopares, de maneira a se terum par operando e outro reserva.

b.10. Montar um sistema de identificação e um mapa das distribuições de resistência, termopares emáquinas de solda de maneira a permitir a substituição de resistência ou termo-par durante otratamento, sem a necessidade de remoção do isolamento térmico, usando-se a resistência outermo-par reserva, conforme o caso.

3.7.5. RECOMENDAÇÕES DE SEGURANÇA

a) Ter em local de fácil acesso extintores de incêndio de pó químico. Não é recomendado o uso de água ouCO2, próximo ao vaso devido ao risco de resfriamento descontrolado e setorial do vaso aquecido.

b) Evitar a proximidade de materiais combustíveis próximo a região de aquecimento do vaso.Exemplo: evitar corda, pano, madeira, etc.

c) Isolar a área adjacente ao vaso num perímetro de pelo menos igual ao diâmetro do vaso, ao redor deste,durante o período do tratamento.

d) Comunicar a todos o período do tratamento, principalmente os funcionários dos períodos fora doadministrativo. (como domingos, noites, etc.).

3.8. AVALIAÇÃO DA EFETIVIDADE DO TRATAMENTO TÉRMICO

Existem duas maneiras básicas de se medir o nível de tensões de um equipamento que podem ser usadosantes e após o tratamento térmico, para se avaliar sua efetividade.


1. Avaliação pelo extensômetria, sendo as técnicas mais utilizadas : furo central, difração de raios X,elastomagnética e a ultra-sônica. Destas técnicas a mais utilizada no campo é a técnica de extensômetriaelétrica com a execução de um furo cego na superfície do equipamento.

2. Avaliação pela dureza é técnica que tem sido mais utilizada para avaliação de tratamentos térmicos emequipamentos de grande porte, como vasos de pressão.

A seguir serão apresentadas de maneira resumida e simplificada as três técnicas mais utilizadas atualmentepelos técnicos na avaliação do nível de tensões de uma estrutura. (dureza, furo cego e raios X)

3.8.1. AVALIAÇÃO DA EFETIVIDADE DO TTAT ATRAVÉS DA DUREZA

A medida da variação da dureza, antes e após o TTAT (tratamento térmico após a soldagem), é uma formade avaliar se o tratamento foi devidamente executado. Porém a dureza da ZTA não deve ser usada paraavaliar a tenacidade ou o nível de tensões residuais da junta soldada.

A variação da dureza depende primeiramente da facilidade da micro estrutura revenir. A estruturamartensítica revine muito mais facilmente que a bainítica. Assim, em uma ZTA preponderantementemartensítica, o TTAT pode levar a considerável queda de dureza, dependendo da % de carbono nacomposição química do material. Já uma ZTA substancialmente bainítica , o TTAT resulta em baixa oumesmo nenhuma redução de dureza.Outra característica que influi na variação da dureza é a presença dos elementos Nb, Va, Ti, que tornam oaço microligado. Após o TTAT, devido a precipitação dos carbonetos que ocorre, a dureza pode mesmoaumentar, dependendo da composição química do aço e dos parâmetros de soldagem.

Segundo o The Welding Institute para que o TTAT seja efetivo, a soma dos teores de V e Nb presentes nacomposição química de um aço não pode ser superior a 0,1%.

Outra variável, que influi na dureza é o procedimento de soldagem. Na fábrica usa-se, normalmente,processos automáticos ou semi-automáticos do tipo arco submerso. No campo, o reparo é feito comeletrodo revestido e aporte de calor da ordem de 1,5 KJ / mm. Nestas condições as durezas nas zonasfundidas e térmicamente afetadas de uma junta soldada no campo são bem diferentes da fábrica.

A dureza da ZTA é superior a do cordão de solda, mesmo após o TTAT. A razão é que o eletrodo,normalmente, tem menor teor de carbono, que o metal base o que acarreta maior dureza na ZTA.

A medição da dureza na ZTA é de difícil realização, pela sua pequena largura (3 a 5 mm). Isso tornaimpraticável o uso do aparelho Poldi ou Telebrineller para medir dureza na ZTA.

Qualquer medição com o Poldi na ZTA não é confiável, pois a esfera do penetrador é de 10 mm dediâmetro, por isso não consegue atingir somente a ZTA. Por isso, considera-se que o Poldi é adequado paramedir a dureza do cordão de solda, de uma maneira genérica, ou seja, um valor de dureza média da juntasoldada.

Quando se deseja medir a dureza da ZTA o método de maior confiabilidade é o Ernst, este aparelho mede apenetração do material e pode dar uma medida representativa da ZTA.


Outros métodos utilizados para medir a dureza de juntas soldadas são:

- Ultra-som: não é representativo pois mede microdureza, com baixíssima carga, e pode estar medindo adureza do grão duro de uma inclusão.

- Microdur: é o aparelho que tem menos inconvenientes e pode ser usado para medir a dureza de ZTA, comuma confiabilidade aceitável.

3.8.2. AVALIAÇÃO DA EFETIVIDADE DO TTAT ATRAVÉS DA TÉCNICA DO FURO CEGO

A técnica chamada de ″ técnica do furo cego ″ consiste na confecção de um furo não-passante, de pequenasdimensões, no ponto onde se pretende obter os valores das tensões residuais atuantes. Tais tensões sãocalculadas a partir das deformações medidas por três extensômetros elétricos de resistência montados emroseta. As deformações indicadas se referem à redistribuição de tensões, causadas pela retirada de materialpor usinagem.

O procedimento é considerado semi destrutivo por introduzir um furo de até 3 mm de diâmetro deprofundidade, não prejudicando a resistência e o desempenho da maioria dos componentes de interesse. Éimportante ter-se em mente que o furo usinado é um defeito e, como tal, produz um efeito concentrador detensões a partir de seus bordos.

Essa técnica se aplica a materiais elásticos, homogêneos e isotrópicos. São utilizadas a solução de Kirsch e asrelações constitutivas da teoria da elasticidade, para que, a partir da medição das deformações aliviadas,sejam determinadas as tensões principais atuantes, bem como suas orientações. As medidas são obtidas comum nível de precisão aceitável, desde que o rearranjo de tensões ocorra dentro do regime elástico.

O método possui um histórico evolutivo de mais de cinco décadas, tendo recebido várias contribuições. Podeser tomado como suficientemente desenvolvido e fundamentado para as aplicações de engenharia, desde querespeitadas as premissas sobre as quais se apoia. A principal limitação para a aplicação do método é o fatode ele pressupor tensões constantes ao longo da espessura na região do furo.A introdução de um furo ( de pequeno diâmetro ) em um corpo sob tensões ocasiona um relaxamento localdessas tensões. Isto ocorre porque, em quaisquer superfícies, no caso, na superfície do furo, nas suasdireções perpendiculares, as tensões normais e cisalhantes são necessariamente nulas. Naturalmente, aeliminação destas tensões, mediante a confecção do orifício, provoca uma imediata variação em todo ocampo de tensões nas vizinhanças.

O processo é padronizado pelo método ASTM - E - 837 / 94.

3.8.3. AVALIAÇÃO DA EFETIVIDADE DO TTAT ATRAVÉS DA TÉCNICA DA DIFRAÇÃODE RAIOS X.

Esta técnica, caraterizada como não-destrutiva, baseia-se no fato de que, quando um material se encontratencionado, as deformações resultantes acarretam alterações da distância entre os planos atômicos daestrutura cristalina do metal. A técnica procura medir essa distância, sendo a tensão correspondente calculada


a partira de expressões da teoria da elasticidade. A própria estrutura cristalina do material é usada comoextensômetro.

É amplamente aceito que a difração de raios X é a única técnica realmente não-destrutiva para a mediçãoconfiável de tensões residuais. A evolução de seis décadas desde a primeira aplicação do método, tanto emsua base teórica quanto na instrumentação, já permite seu uso no campo. A aplicação mais usual, chamada dedispersão angular, é capaz de medir tensões a profundidades de até 0,05 mm. Esta pouca penetraçãoconstitui uma das limitações do método.

tensões residuais

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