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
ii
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.
v
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
A12 Provete 12 pertence ao número de fusão 1-30143
B12 Provete 12 pertence ao número de fusão 977349
A13 Provete 13 pertence ao número de fusão 1-30143
B13 Provete 13 pertence ao número de fusão 977349
A21 Provete 21 pertence ao número de fusão 1-30143
B21 Provete 21 pertence ao número de fusão 977349
A22 Provete 22 pertence ao número de fusão 1-30143
B22 Provete 22 pertence ao número de fusão 977349
A23 Provete 23 pertence ao número de fusão 1-30143
B23 Provete 23 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
xvi
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
com microfissuração
4 1 Provete
com 5 tubos
70-120 120-180 14-17 13 > 155 5 2 soldadura
com microfissuração
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.
34
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
Controlo por Líquidos Penetrantes
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
Controlo por Líquidos Penetrantes
0,5
Reparação (inclui pré-aquecimento)
Utiliza-se o mesmo WPS
2
Controlo por Líquidos Penetrantes
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)
Entrega Térmica (kJ/cm)
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
(mm) Intensidade Corrente (A)
Tensão Arco
Elétrico (V)
Velocidade (cm/min)
Entrega Térmica (kJ/cm)
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
(mm) Intensidade Corrente (A)
Tensão Arco
Elétrico (V)
Velocidade (cm/min)
Entrega Térmica (kJ/cm)
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
54
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
[1] Griffiths, Robin T.; “Combined Heat and Power” – “A Practical Guide to the Evaluation,
Development, Implementation and Operation of Cogeration Schemes”; Energy Publications;
Inglaterra; 1995.
[2] Documentação fornecida pela Alstom
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Combinado” – “teoria y Proyecto”; Edições Díaz de Santos; Espanha, 2006; Páginas 27 à 91
[4] http://www.energy.siemens.com/ consultado a 6-4-2014
[5] http://sge.com.sa/en/ consultado a 6-4-2014
[6] A. Ragland, Vogt-NEM; W. Stenzel – EPRIsolutions; “Combined Cycle Heat Recovery
Optimization”; Proceeding of 2000 International Joint Power Generation Conference; Miami Beach,
Florida; July 23-26, 2000
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[8] http://www.intechopen.com/ consultado a 20.09.2014
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[10] Boydak Ö., Keskinkılıç S., Koçak M., “Microstructural and Mechanical Characterization of High
Temperature and Creep Resistance Steel Weldments”, 63rd Annual Assembly & International
conference of the International Institute of Welding, Istanbul, pp 835-841, 2010.
[11] Arivazhagan B., Sundaresan S., Kamaraj M., “A sudy on influence of shielding gas composition
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Technology, pp 5245-5253, 2009.
[12] Paddea S., Francis J.A., Paradowska A.M., Bouchard P.J., Shibli I.A., “Residual stress
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[13] Newell Jr. W. F., “Guideline for Welding P(T) 91”, Euroweld, 2001.
[14] Haarmann K., Vaillant J.C., Bendick W., Arbab A., “The T91/P91 Book”, Vallourec &
Mannesmann Tubes.
[15] “Welding consumables for P91 steels for the power generation industry”, Metrode Welding
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72
[16] William F. Newell Jr., “Welding and Postweld Heat Treatment of P91 Steels”, Welding Journal, pp
33-36, 2010.
[17] Smet P., Wortel Hans.,“Controlling Heat Treatment of welded P91”, Welding Journal, pp 42-44,
2006.
[18] ASME, Section I, Edition 2010, Addenda 2011, Pressure Vessel Code, Rules for construction of
Power Boilers.
[19] ASME, Section V, Edition 2010, Addenda 2011, Pressure Vessel Code, Nondestructive
Examination.
[20] ASME, Section II, Part. A, Edition 2010, Addenda 2011, Pressure Vessel Code, Ferrous Material
Specifications.
[21] EN ISO 15614-1, Specification and qualification of welding procedures for metallic materials –
Welding procedure test – Part 1: Arc and gas welding of steels and arc welding of nickel and nickel.
[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
examination of welds.
[25] ISO 5817, Welding – Fusion-welded joints in steel, nickel, titanium and their alloys (beam
wel22ding excluded) – Quality levels for imperfections.
[26] ASME, secção VIII, Division I, Edição 2010, Addenda 2011, Pressure Vessel Code, Rules for
Construction of Pressure Vessels.
[27] American Welding Society.Eighth Edition, Volume 1, Welding technology.
[28] Franklin, C.J. and Henry, C., Materials Developments and Requirements for Advanced Boilers,
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73
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10-12. November 2003, London; ISBN 1-86125-160-2.
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[40] http://www.edp.pt/ consultado a 25.09.2014
74
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