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5 SOLDADURA DO AÇO X10CrMoVNb9-1

1. importante que a espessura do passe n o seja elevada de modo a permitir que a mesma seja sujeita a um tratamento t rmico induzido pelo passe seguinte Sempre que sejam utilizados fluxos fundidos em substitui o dos aglomerados o fluxo fundido vai trabalhar com voltagem inferior 2V de modo a assegurar que o banho de soldadura tenha uma passagem ao estado s lido mais lenta para permitir que os gases n o fiquem incorporados na soldadura 62 68 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 5 4 Soldaduras Dissimilares Tendo em considera o factores construtivos e econ micos os materiais s o seleccionados em conformidade com as temperaturas e press es existentes nos diversos componentes da caldeira Quando as condi es de funcionamento temperatura e press o s o alteradas o uso de materiais optimizado para estas novas condi es gerando se zonas de transi o ligadas por soldaduras dissimilares Os problemas associados ao uso de soldaduras dissimilares s o os seguintes Migra o de Carbono Sensibiliza o dos materiais base Tens es originadas por diferentes coeficientes de expans o t rmica 5 4 1 Migra o de carbono A diferen a de elementos de liga existentes entre as liga es soldadas vai originar um gradiente associado ao potencial qu mico permitindo a migra o de carbono do material que possui o teor de cr mio mais baixo para o material que possui o teor de cr mio mais elevado Isto vai
2. 50 4 20 100 200 300 400 500 550 600 Temperatura C Figura 4 2 Varia o da tens o de ced ncia com a temperatura 60 Este a o possui uma tens o de rotura correspondente ao intervalo compreendido entre 620 e 850 N mm 20 C A esta tens o de rotura corresponde um alongamento igual ou superior a 20 4 4 3 Microestrutura A microestrutura deste material depende do tratamento t rmico inerente ao processo de fabrico O tratamento t rmico de normaliza o promove a transforma o da austenite em martensite no arrefecimento Na figura 4 3 est representado um diagrama de arrefecimento cont nuo caracter stico destes a os Dependendo da composi o qu mica do material o valor da temperatura Ac est compreendido entre os 785 Ce os 830 C A temperatura Ac3 est compreendido entre 890 C e 940 C 49 Temperatura C Austenitiza o 30 min a 1050 C Dimens o do Gr o ASTM 10 e 3 1000 900 200 100 M MF 100 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTERISITICAS GERAIS A C Austenite carbonetos F C Ferrite e carbonetos Martensite Ma Inicio da S transforma o M em Martensite F Fim da em Martenaio 101 102 103 104 s 108 108 1 10 100 min 1000 10 000 Tempo 1 1 h 10 100 Figura 4 3 Diagrama de arrefecimento cont nuo do a o X10CrMOVNb9 1 64 A temperatura de in cio da transforma o martens tica cerca de 400 C e a temperatura final de transf
3. Ao fim de alguns anos ap s funcionamento o aparecimento de paragens inesperadas em centrais termoel ctricas devido rotura de componentes sujeitos a condi es de flu ncia tem sido motivo de alguma preocupa o Este tipo de rotura tem surgido numa fase prematura da vida da caldeira aumentando os custos de manuten o da central O modo de falha predominante est associado s juntas de soldadura que t m uma grande aplica o nos processos de fabrico actuais de componentes sob press o Este modo de falha caracterizado pelo aparecimento de fissura o na zona da ZTA da soldadura onde existiu refinamento de gr o Considerando a sua localiza o na junta de soldadura esta fissura o designada por fissura o do tipo IV Os dados experimentais recolhidos neste trabalho provenientes de ensaios realizados no a o P91 permitiram evidenciar o seu comportamento quando sujeito a regimes de flu ncia verificando se que as juntas de soldadura possuem tempos de rotura bastante inferiores quando comparadas com o material base Conclui se ainda que com a modifica o de par metros associados ao fabrico de juntas soldadas em algumas situa es poss vel obter tempos rotura semelhantes ao do material base A utiliza o de diferentes processos de soldadura n o introduz altera es significativas em termos de tempo de rotura Conclui se pois que h uma melhoria de produtividade no fabrico de componentes sob press
4. es Este mecanismo distingue se do anterior devido ao processo controlador da velocidade ao n vel at mico ser a difus o de i es ou lacunas de ou para a desloca o que trepa A velocidade com que uma desloca o cunha trepa um determinado obst culo sob a ac o de uma tens o g actuando paralelamente ao seu vector de Burgers dada por 8 Ve D oQ peed dad 2 4 BKT a em que D corresponde ao coeficiente de difus o na rede em volume e Q ao volume at mico Considerando que a velocidade m dia das desloca es poder ser expressa por 9 a 12 E AD Gif 77 2 5 Onde A uma constante adimensional que engloba todas as constantes de proporcionalidade e Der o coeficiente de difus o efectiva igual a 2 D D 1 35 Vs D 2 6 n D o coeficiente de difus o atrav s do n cleo das desloca es e an a rea da sec o recta do n cleo da desloca o na qual ocorre a difus o mais r pida Considerou se que Q b e que o proporcionala 7 FLU NCIA A equa o 2 5 corresponde na realidade a duas equa es 1 a altas temperaturas e baixa tens es aplicadas a difus o lacunar dominante designando se o mecanismo correspondente por flu ncia a alta temperatura ii a temperaturas mais baixas e ou tens es mais elevadas a difus o atrav s do iz 7 a 2 n cleo das desloca es torna se dominante e a velocidade de deforma o varia com 7 em vez de 7
5. magn ticas ensaio de radiografia e ultra sons 6 3 3 Microestrutura A figura 6 1 mostra uma macrografia para identifica o das zonas correspondente junta de soldadura efectuada no tubo de 20 mm de espessura qual foi aplicado um tratamento t rmico a 750 C durante 2 horas A microestrutura da figura 6 2 representa a zona da ZTA onde existiu refinamento de gr o que corresponde zona t pica de aparecimento de fissura o tipo IV 83 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS RL tee pt rie at e Le J Evin ARIAN DITA Na O DOS x a TOANE Sh ye aN AAA eas a fy A de 1 Sin MORRO Le tang e RAD t 4 Bate yoi s i ot Ele 4 J nea AALS ae LAY i aie 2 SPE NS 4 Ni RES y Rio i E A oe Figura 6 2 ZTA correspondente zona onde existiu refinamento de g o A figura 6 3 representa outra junta em que o tratamento t rmico ap s soldadura consistiu na execu o de um tratamento a 1050 C durante uma hora seguido de um outro a 750 C com igual dura o 84 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS ESSAS Mes Meee Se Seat a anki JO Py f SUN Ae ery Saale NGS Cos Sy Ea as DOR rs ks Mack ba ara SAS SNe Sie Y i sh te A cA t T 5 Reet Oni LEERY ATSC DONE Figura 6 4 ZTA onde existiu refinamento de gr o ap s soldadura Em todas as juntas de soldadura efectuadas com excep o da junta em que foi aplicado tratamento t rmico de normaliza
6. Caracter sticas mec nicas do a o P91 utilizado nos ensaios 109 Tabela A 2 Composi o qu mica de acordo com ASTM ASME EN 10216 2 e EN 10028 2 109 Tabela A 3 Ensaios de flu ncia uniaxiais realizados na chapa de 20 mm cssceeeeeteees 110 Tabela A 4 Ensaios de dureza HV 10 na soldadura do tubo ap s tratamento t rmico 111 Tabela A 5 Ensaios de dureza HV10 na soldadura da chapa ap s tratamento t rmico 112 Tabela A 6 Ensaios de flu ncia uniaxiais na juntas de soldadura Tubo 20 mm 113 Tabela A 7 Ensaios de flu ncia uniaxiais na juntas de soldadura Chapa de 20 mm 114 Tabela A 8 Ensaios de flu ncia uniaxiais na juntas de soldadura a 600 C 114 NOMENCLATURA Abreviaturas ASME American Society of Mechanical Engineers ASTM American Society for Testing and Materials AVR Avalia o de Vida Restante AWS American Welding Society END Ensaios N o Destrutivos EPRI The Electric Power Research Institute FCAW Flux Cored Arc Welding GCZTA Gr o Coalescido da Zona Termicamente Afectada GFZTA Gr o Fino da Zona Termicamente Afectada IQI Indicador de Qualidade de Imagem ISQ Instituto de Soldadura e Qualidade MB Material Base MD Material Depositado MIG MAG Metal Inert G s Metal Active G s ORNL Oak Ridge National Laborat
7. logt P so T a T y 2 26 Em que t corresponde ao tempo de rotura Tx a temperatura e ta Ta e r s o constantes O par metro P est relacionado com a tens o aplicada podendo ser definido pela seguinte equa o polinomial P o a 4 logo a logo a logo a logo 2 27 onde as constantes aj a2 a3 a4 s o par metros espec ficos dos materiais As solu es param tricas s o v lidas apenas dentro de uma certa gama de tens es e temperatura 53 Na pr tica a extrapola o para temperaturas superiores n o causa grandes problemas desde que n o ocorram mudan as de fase Em todo o caso se a rotura ocorrer abaixo da tens o limite definida pelos factores de validade a tens o de rotura deve ser calculada de acordo com a equa o 54 t t E 2 28 o Sendo tr o tempo de rotura tens o aplicada o tr o tempo de rotura tens o v lida 02 usualmente a tens o utilizada ser a de menor valor e n o factor de depend ncia da tens o T m existido tentativas no sentido de definir equa es que permitissem calcular o tempo de rotura para soldaduras cuja rotura estivesse relacionada com a a fissura o do tipo IV Nath 55 desenvolveu para o P91 a seguinte equa o log t 12 3 1 326961 16 02041og 0 T 600 1000 2 29 Esta equa o foi desenvolvida para o intervalo de temperaturas compreendidas entre 570 e 732 C e valores de press o entre 40 e 75 MPa 29 CEN
8. o controlada por um fluxo viscoso Newtoniano cujo expoente da tens o n igual a um Neste dom nio s o preponderantes os mecanismos de difus o de Nabarro Herring e de Coble Para a flu ncia por difus o os valores de p na equa o 2 11 variam entre 2 e 3 respectivamente para os mecanismos de Nabarro Herring e de Coble gt Tens es Interm dias Para um dom nio a elevada temperatura onde ocorre a trepa e recupera o n toma o valor igual a cinco para os materiais puros e solu es s lidas No entanto este processo de trepa ocorre sequencialmente com o escorregamento viscoso onde a flu ncia restringida pela ancoragem das atmosferas dos tomos do soluto sendo neste caso o valor de n igual a tr s Assim existe uma transi o de n de tr s para cinco medida que o valor de tens o aumenta 16 Os mecanismos que ocorrem no dom nio das tens es interm dias s o de natureza intragranular ou seja p 0 gt Tens es Elevadas As desloca es libertam se das atmosferas dos tomos do soluto 17 18 come ando n a desviar se do valor 3 Neste dom nio das tens es elevadas verifica se que a velocidade de deforma o varia exponencialmente com a tens o Para temperaturas hom logas superiores a 0 6 a flu ncia acompanhada por fen menos de recristaliza o que ao alterarem ou originarem o desaparecimento da substrutura de desloca es promovem um aumento da velocidade de deforma o de salientar que qua
9. o do tamanho de gr o ver equa es 2 8 e 2 9 do cap tulo 2 Com o aumento do n mero e dimens o dos microvazios a sec o resistente vai diminuindo e consequentemente a tens o aplicada aumenta Para os ensaios em que foram aplicados valores de tens o iguais a 150 MPa a deforma o das pe as de ensaio de flu ncia atingiram valores na ordem dos 18 Para esta situa o o mecanismo de flu ncia preponderante devido ao escorregamento e trepa das desloca es Como referido anteriormente o escorregamento das desloca es respons vel pela maior parte da deforma o enquanto a trepa para ultrapassar os obst culos discretos determina a velocidade m dia das desloca es Nestes ensaios foram aplicados diversos processos de soldadura e mediante os resultados obtidos pode afirmar se que a sua influ ncia no que corresponde ao tempo de rotura por flu ncia praticamente nula Isto apesar de o processo SAS ser um processo de entrega t rmica superior 95 DISCUSS O quando comparado com o processos TIG e SER que se traduz em velocidades de arrefecimento inferiores A varia o de valores de temperatura de patamar no que corresponde ao tratamento t rmico convencional entre 725 C e 780 C n o se traduz em diferen as significativas de tempos de rotura flu ncia Apenas a junta de soldadura que foi sujeita a um tratamento t rmico de normaliza o e revenido ap s soldadura apresenta acr scimos consider
10. A o X10CrMoVNb9 1 Centrais Termoel ctricas de Ciclo Combinado Soldadura do a o X10CrMoVNb9 1 Fissura o Tipo IV ABSTRACT This thesis reflects the background knowledge achieved through professional experience in Alstom Power Portugal and the Master Degree in Mechanical Engineering Maintenance and Production branch The aim of this thesis is the study of the X10CrMoVnNb9 1 P91 steel particularly welding joints and service behaviour in Combined Cycle Power Plants in recent years unexpected failures in various components in an early stage of its lifetime operation normally defined by type IV cracking appearing in the heat affected zone of the weld joint with grain refinement The optimization of welding parameters and heat treatment are essential to achieve an increase in creep resistance accordingly to the specifications defined in the design Considering that creep tests to evaluate materials behaviour are time extensive this project was mainly based on data collation made in parent materials and related welding joints in the last fifteen years with the aim of optimizing the welding procedures and heat treatment parameters In conclusion it was verified that the different welding processes and procedures used have no significant influence in accelerated creep test results The use of a post welding combined heat treatment by normalizing and tempering results concerning of creep resistance when comparing with the standard h
11. Durante a soldadura a zona da junta que atinge temperaturas ligeiramente acima de Acs ver figura 5 13 caracterizada pela exist ncia de gr o refinado Este valor de temperatura ligeiramente acima de Acs n o suficiente para que a dissolu o dos carbonetos na austenite seja completa indo os carbonetos impedir o crescimento do gr o austen tico dando origem zona de gr o refinado 71 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 982 Austenite 871 Temperatura critica superior AC3 760 649 Temperatura critica inferior ACI Temperatura C 537 DO O2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 Teor de carbono 0 Figura 5 13 Diagrama de transforma o do a o X10CrMoVNb9 1 durante o aquecimento 76 Na figura 5 14 apresenta se as diferentes zonas caracter sticas da ZTA em que o aparecimento de fissura o tipo IV est associada zona 3 Este problema tem sido levado em grande considera o uma vez que este tipo de fissura o ocorre numa fase prematura do funcionamento em servi o 20000 a 40000 horas para valores de temperatura inferiores s de projecto Este modo de falha pode surgir e desenvolver se no interior da pe a antes de aparecer superf cie Na figura 5 15 est representado o perfil de uma sec o correspondente a uma junta de soldadura onde existiu fissura o do tipo IV Esta soldadura esteve submetida a temperaturas na ordem dos 600 C e 80 MPa de press o durante um per odo de funcionamento
12. K Constante de Boltzmann J K L Deforma o m Expoente da lei de pot ncia Mr Temperatura final da transforma o em martensite C Ms Temperatura de inicio da transforma o em martensite C Pym Par metro de Larson e Miller Pmy Par metro de Manson e Haferd Psp Par metro de Sherby e Dorn q Constante da equa o 2 19 Q Energia de activa o para o processo de difus o kJ mol Qcu Calor libertado pela caldeira de recupera o MW Qrra Calor libertado pela turbina a g s MW Qrrv Calor libertado pela turbina a vapor MW Qra Calor fornecido turbina a g s MW Qrv Calor fornecido turbina a vapor MW R Constante dos gases perfeitos JK mol rn Raio do microvazio m XII T Temperatura C Ta Constante do par metro de Manson e Haferd ta Constante do par metro de Manson e Haferd T Temperatura de fus o C Tx Temperatura absoluta K Tp Temperatura de pr aquecimento C tr Tempo de rotura h v Velocidade m dia das desloca es m s V Volume de um microvazio m Vc Velocidade de trepa nas extremidades dos empilhamentos dos limites de gr o m s V Velocidade de trepa de uma desloca o cunha m s w Vari vel geom trica correspondente equa o 2 20 Wrz Trabalho til realizado pela turbina a g s MW Wry Trabalho til realizado pela turbin
13. RESUMO Si cicscosnsccaststcasacesnequesvasenendovbensasoansscecossesatvesensecouacacacesieroacssbareseeessssecsuneroucsanenencouneneeareacsred I ABSTRACT nina re TE TE GARRAS OTA EUA EE q I AGRADECIMEN POS sssiecisisciasicssisnscisasebsansceasacsvacesansssseoasayennasaostansaseasenaaccssoeousanecadsnesnsasgcananesas HI INDICE GERAT aaa a A a as IV NDICE DE FIGURAS actions ti going pb aa vil INDICE DE TABELAS inata esa ads Aida oa gears ria ae X NOMENCLATURA sara lata saner a pe de a Posse XI 1 Mtodutdo sacia ua rima caia eia tica uia nda 1 1 1 Objectivo do estudos side EE a a GU O A E E 1 a RCC iai tau a ia iai dia ia ca 5 2 1 Jinin ETS 1A 6 25 A E E E eck E A E ENA E E A 5 2 2 Mecanismos de deforma o por flu ncia equa es constitutivas sseeeeeeseeeeeerereeeeeee 7 2 2 1 Flu ncia devida ao deslizamento escorregamento das desloca es 7 220 Flu ncia devida a escorregamento e trepa das desloca es cssccecccceeeeeeentteeaeeeees 8 22 3 Flu ncia por difus o asesiagasisaeaivesi lada rerestore nDia SEa hanes cia tai art ara ses tati 9 2 2 4 Flu ncia por escorregamento dos limites de gr o 11 2 2 9 Mapas de deforma o noisier nie ras E E de EE tara 13 2 3 Nuclea o e crescimento de MiCrovaZios ssseeessssersesrerrrsssresrssreesssrrersssrressssreeeesereees 14 2 3 1 Crescimento de microvazios controlado por difus o 15 2 3 2 Crescimento pl stico ou CO
14. Realiza o de ensaio por ultra sons 81 erre 80 Figura 6 1 Junta com tratamento t rmico a 750 C 2h ap s soldadura eecseeeeceeeeeeeeeeeneeees 84 Figura 6 2 ZTA correspondente zona onde existiu refinamento de 240 c cccccceeeeeeeeeeeeees 84 Figura 6 3 Junta com Tratamento t rmico a 1050 C 1h 750 C 1h l ni 85 Figura 6 4 ZTA onde existiu refinamento de gr o ap s soldadura eeeeeeeessceeceeeeeeeeeeeeaeees 85 Figura 6 5 Tempos de rotura resultantes de ensaios de flu ncia uniaxiais correspondentes chapa de ensaio de 20 mm de espessura T 600 C ui scaapaa it asia rach aa MA a a ra a 87 Figura 6 6 Tempos de rotura considerando os processos de soldadura SER e SAS Tens o 100 MIP A uapsisasiafsipra fatores pra mapa ora tua D Read ET 88 Figura 6 7 Tempo de rotura para diferentes temperatura de patamar de tratamento t rmico ap s soldadura Tens o 100 MPa sas fest niiaiia gran ias eann Gains Gade Peas los Sana dao aes Baas 89 Figura A 1 Microestrutura da chapa de 20 mm de espessura Amplia o 500 X 116 Figura A 2 Medi es de dureza na junta de soldadura por el ctrodos revestidos no tubo de 20 mm de espessura para diversas condi es de tratamento t rmico er 116 Figura A 3 Dimens es do colector correspondente ao ensaio multiaxial de flu ncia 117 Figur
15. descontinuidade na pe a ver figura 5 20 Este m todo aplicado em quatro etapas gt Magnetiza o da pe a gt Aplica o de part culas magn ticas gt Inspec o gt Desmagnetiza o As pe as a ensaiar devem ser submetidas a um opera o de limpeza inicial antes da opera o de magnetiza o que incluem habitualmente a limpeza alcalina desengorduramento por vapor de solventes e os m todos mec nicos No final da opera o de inspec o as pe as s o limpas se os res duos dos materiais magn ticos influenciarem a utiliza o posterior da pe a Campo _ Magn tico Figura 5 20 Indica o existente detectada pelo m todo de ensaio por part culas magn ticas 82 77 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 5 6 3 M todos radiol gicos Este m todo de END utiliza a radia o para penetrar a soldadura permitindo avaliar a sua condi o interna A soldadura exposta radia o penetrante por via de fot es ou is topos emitidos absorvidos por uma pel cula radiogr fica na qual registada a imagem do seu interior O filme radiogr fico composto base de um pol mero revestido com cristais de brometo de prata de granulometria vari vel A emuls o do brometo de prata sens vel radia o assim como um filme fotogr fico sens vel luz A revela o processo qu mico do filme converte a imagem produzida pela exposi o da radia o na emuls o a uma imagem permane
16. designando se o mecanismo por flu ncia a baixa temperatura Para tens es suficientemente baixas ocorre um mecanismo de flu ncia em que proporcional a T Nestas condi es considerando se um valor constante para a densidade de desloca es e combinando as equa es anteriores obt m se TE E 2 7 b G KI Este mecanismo dominante para valores de t G compreendidos entre 10 e 10 2 2 3 Flu ncia por difus o Mediante a aplica o de uma tens o ocorre uma varia o do potencial qu mico dos tomos nos limites de gr o de um material cristalino dando origem a um gradiente de potencial A alta temperatura este gradiente vai provocar um fluxo de mat ria no interior e nos limites de gr o dando origem a uma deforma o permanente O fluxo de tomos ocorre das regi es com tens es de locais de compress o para regi es com tens es locais de trac o Em sentido contr rio ocorre um fluxo de lacunas fig 2 2 A flu ncia por difus o pode ser dividida em flu ncia de Nabarro Herring e flu ncia de Coble 13 gt Flu ncia de Nabarro Herring Para temperaturas elevadas e tens es baixas a difus o desenrola se no interior dos gr os sendo a velocidade de extens o dada pela equa o E D oS ja Do do KT 2 8 FLU NCIA Fluxo de mat ria Fluxo de lacunas Figura 2 2 Flu ncia por difus o Sentido correspondente ao fluxo dos tomos e lacunas em que q corresponde
17. o e revenido as mesmas zonas de microestrutura podem ser distinguidas atrav s do uso de microscopia ptica Material base MB Zona de gr o fino da ZTA GFZTA Zona de gr o coalescido da ZTA GCZTA Zona de gr o fino e coalescido no material depositado MD 85 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS As juntas de soldadura que foram sujeitas a tratamentos t rmicos de normaliza o seguidas de um 19 revenido a 600 C e 650 C apresentavam uma microestrutura semelhante ao caso anterior Apenas a junta em que foi aplicado um tratamento t rmico de normaliza o e revenido ap s soldadura apresentava uma microestrutura diferente podendo ser descrita da seguinte maneira Material base com gr o fino cujo tamanho se manteve inalter vel Estrutura de gr o fino semelhante ao material base ligeiramente coalescido Este tamanho de gr o no entanto claramente superior quando comparado com a estrutura de gr o fino existente na ZTA da junta em que foi efectuado o tratamento t rmico convencional Material de adi o com estrutura de gr o fino e coalescido que em m dia mais fino que o observado no tratamento t rmico convencional Em algumas soldaduras foram encontrados vest gios de ferrite delta no material depositado Isto sucedeu nas soldaduras executadas em arco submerso encontrando se valores at 5 6 3 4 Ensaios de dureza A soldadura efectuada pelo processo de el ctrodos revestido
18. veis em termos de comportamento rotura por flu ncia A aplica o deste tratamento t rmico vai permitir a dissolu o completa dos precipitados que n o tinham sido dissolvidos durante a opera o de soldadura Como resultado vai aparecer na zona que anteriormente era caracterizada pela presen a de gr o refinado uma outra zona com gr o de di metro superior A utiliza o de temperaturas de normaliza o superiores 1080 C em vez de 1050 C seguido de um revenido a 750 C ou 780 C antes da soldadura n o traz benef cios em termos de acr scimo de tempo rotura No entanto a junta de soldadura que foi submetida anteriormente a um tratamento t rmico de normaliza o e revenido de 1050 C e 600 C respectivamente deu origem a um tempo de rotura superior O ensaio de flu ncia multiaxial realizado no colector cujas tubuladuras foram sujeitas a tratamentos t rmicos diferentes veio confirmar os resultados dos ensaios uniaxiais em que para a mesmas condi es de temperatura e tens o a zona sujeita a tratamento de normaliza o e revenido apresenta os melhores resultados gt Tratamento t rmico ap s soldadura a 750 C 3535 horas de funcionamento gt Tratamento t rmico ap s soldadura com normaliza o a 1050 C e revenido a 750 C 5563 horas de funcionamento No entanto nos ensaio uniaxiais as diferen as de valores para as mesmas condi es de tens o e temperatura foram mais pronunciadas obte
19. 615 1638 25 30 GEZTA Bas 635 333 35 33 GFZTA 650 64 4 35 GFZTA 610 2242 3 32 GFZTA m a ne Ea E 615 1712 25 30 GFZTA Ed 635 333 35 33 GFZTA 650 97 4 35 GFZTA Tabela A 6 Ensaios de flu ncia uniaxiais na juntas de soldadura Tubo 20 mm ANEXOS Tratamento t rmico depois da soldadura Temp Tempo Temp Tempo 89 W E0 W Tratamento t rmico antes Processo Provete da soldadura Tabela A 7 Ensaios de flu ncia uniaxiais na juntas de soldadura Chapa de 20 mm Tratamento Tratamento ENSAIO DE FLU NCIA 600 C termico antes depois da Processo Provete da soldadura soldadura P t L Z Temp Tempo Temp Temp MPa h Localiza o C W C o h 1050 150 349 5 1 23 3 MB SER 1B e 1 725 2 120 1133 2 4 18 8 GFZTA 750 100 2440 1 9 17 GFZTA 1050 1050 150 876 18 2 84 4 MB SER 1D e 1 e 1 120 6544 14 5 60 9 MB 750 750 100 16672 1050 150 232 119 3 84 MB TIG 2A e 1 750 2 120 1478 4 233 GFZTA 750 100 2344 3 6 23 3 GFZTA 1080 150 289 188 81 9 MB SER 5A e 1 750 2 120 1439 3 8 224 GFZTA 780 100 3160 3 3 234 GFZTA 1050 150 273 18 82 4 MB SER 6 e 1 750 2 120 2002 4 7 25 9 GFZTA 600 100 4720 3 4 18 1 GFZTA 4050 130 171 7 1 71 GFZTA P 75
20. N TA1 0 12 0 29 O52 0 001 0 001 9 06 1 01 0 20 0 069 0 005 0 003 TA2 0 12 0 31 0 52 0 002 0 001 9 07 1 01 0 21 0 070 0 010 0 003 TAS 0 12 0 29 0 52 0 001 0 001 9 01 1 01 0 21 0 070 0 014 0 003 TA4 0 12 0 30 0 51 0 001 0 001 9 04 0 99 0 21 0 071 0 011 0 010 TAS 0 12 0 29 0 51 0 001 0 01 901 0 98 0 21 0 070 0 010 0 028 Figura 5 16 Composi o qu mica das amostras correspondentes aos testes de flu ncia Foram realizados testes de flu ncia para o material base a 600 C e 140 MPa indicando se os resultados na figura 5 17 A m dia de resist ncia rotura por flu ncia corresponde a 3000h para as condi es estabelecidas 80 A composi o qu mica correspondente amostra TAS apresenta os melhores resultados de resist ncia flu ncia que podem ser justific veis devido forma o de precipitados correspondentes a nitretos de van dio Nos ensaios realizados na ZTA para as mesmas condi es de tens o e temperatura a amostra correspondente TAS aquela que apresenta os piores resultados no comportamento flu ncia 0 35 0 3 0 25 E 02 e 30 15 0 1 0 05 O 1000 2000 3000 4000 5000 600 Tempo h Figura 5 17 Testes de flu ncia realizados ao material base 80 Uma an lise microgr fica mostrou uma grande quantidade de precipitados coalescidos de nitretos de boro Pode se concluir que para este caso o efeito do boro n o eficaz nos casos em que o teor de azoto elevado Nesta situa o os va
21. Nb que v o formar carbonitretos muito pequenos do tipo MX na qual a rela o Nb V crucial Mais tarde surgem os a os X11CrMoWVNb9 1 1 T P911 T P92 e T P122 desenvolvidos a partir do P T91 sendo actualmente materiais com melhores propriedades Estes a os s o muito utilizados no fabrico de componentes da caldeira correspondentes s zonas de maior temperatura sobreaquecedores 41 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO 3 5 Avalia o da Vida Restante AVR As raz es que motivam o prolongamento da vida de componentes que trabalham a alta temperatura para al m do tempo previsto nas condi es de projecto devem se essencialmente a raz es de ordem econ mica Os custos de extens o de vida de uma central termoel ctrica s o normalmente 3 a 6 vezes menores quando comparados com a sua substitui o integral 61 O conceito de extens o de vida deve ser interpretado como sendo o conjunto de medidas t cnicas a desenvolver que permitam assegurar a continuidade do funcionamento dos equipamentos para al m da vida til definida em projecto Para que este conceito seja aplic vel necess rio conhecer o estado de integridade dos equipamentos de modo a que se possa substituir selectivamente com base em crit rios de projecto alguns desses componentes Figura 3 6 Gest o da manuten o 61 42 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO A figura 3 6 mostra na forma de um fluxograma as consequ
22. Penetrantes SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 Este m todo aplica se na detec o de descontinuidades superficiais em materiais n o porosos Este m todo consiste na aplica o de um l quido penetrante colorido superf cie a inspeccionar e que por capilaridade preenche as descontinuidades que eventualmente possam existir O l quido penetrante permanece algum tempo na superf cie da pe a sendo posteriomente removido o seu excesso A aplica o de uma suspens o de part culas s lidas muito finas denominada por l quido revelador sobre a pe a a inspeccionar vai absorver o l quido surgindo assim a descontinuidade superf cie da pe a E TT c a b c a 1 e Aplica o do revelador Superf cie preparada para o ensaio Aplica o do penetrante Aplica o do emulsificador Difus o do emulsificador Remo o do excesso de penetrante Figura 5 19 Resumo do m todo de inspec o por l quidos penetrantes 81 16 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 5 6 2 Magnetoscopia Este m todo de ensaio permite a detec o de descontinuidades superficiais ou subsuperficiais em pe as de materiais ferromagn ticos O ensaio baseado no princ pio de que uma descontinuidade existente numa pe a que atravesse as linhas de for a do campo magn tico origina o aparecimento de p los norte e sul que v o atrair as part culas magn ticas originando uma indica o da
23. a o X10CrMoVNb9 1 composta por martensite revenida com elevada densidade de desloca es e carbonetos alongados do tipo M23C6 nos limites das ripas e precipitados muito finos com a forma de agulhas no interior das ripas Com a exposi o a elevadas temperaturas observa se um coalescimento das part culas em que os precipitados no interior das plaquetas do tipo V C N atingem dimens es na ordem de 20 30 nm 65 Estes precipitados ao dificultarem o movimento das desloca es contribuem para um aumento da resist ncia flu ncia do a o Com o aumento do tempo de perman ncia a altas temperaturas ocorre um fen meno de restaura o com diminui o da densidade de desloca es O excelente comportamento flu ncia deste a o est relacionado com Elevada estabilidade microestrutural contra a restaura o Ancoramento das desloca es devido s part culas finas de V C N 53 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTER SITICAS GERAIS Retardamento do coalescimento dos carbonetos M23C6 devido adi o de Boro Neste a o est o presentes os seguintes mecanismos de endurecimento 66 Endurecimento por precipita o atrav s da distribui o de carbonetos de cr mio est veis do tipo Mo3C e de carbonitretos de V Nb do tipo MX Endurecimento por solu o s lida devido exist ncia de Cr e Mo Considerando um processo t pico de fabrico em que o tratamento t rmico de normaliza o feito a 1100 C segui
24. a um factor num rico dependente da forma do gr o d ao tamanho de gr o e Dy representa o coeficiente de difus o no interior dos gr os gt Flu ncia de Coble Para temperaturas mais baixas e tens es n o muito elevadas a difus o feita pelos limites de gr o sendo a velocidade de deforma o dada pela seguinte equa o Doo e 2 9 KT ea em que D corresponde ao coeficiente de difus o atrav s do limite de gr o e corresponde espessura da fronteira do limite de gr o A flu ncia de Coble assim mais sens vel ao tamanho de gr o do que a flu ncia de Nabarro Herring Numa situa o em que o material tenha o gr o muito fino existir uma tend ncia para a predomin ncia do mecanismo de flu ncia de Nabarro Herring E E 4 Este mecanismo dominante para valores de t G inferiores a 10 10 FLU NCIA 2 2 4 Flu ncia por escorregamento dos limites de gr o Ball e Hutchison 14 desenvolveram um modelo para este mecanismo de deforma o que envolve o escorregamento dos gr os atrav s do movimento de desloca es Este mecanismo promovido pelo aumento de temperatura e ou diminui o da velocidade de deforma o Ocorre de uma forma descont nua ao longo do tempo variando de ponto para ponto a quantidade de deforma o em cada limite de gr o 15 A velocidade de deforma o para este modelo controlada pela velocidade de remo o por trepa das desloca es existentes A velo
25. da da bomba at pr ximo da temperatura de satura o A superf cie de permuta no economizador quantificada pelo Aproach Point que corresponde diferen a entre a temperatura da gua sa da do economizador e a temperatura de satura o no barrilete 3 3 3 Sobreaquecedor O sobreaquecedor tem por fun o elevar a temperatura do vapor saturado proveniente do evaporador barrilete at uma temperatura de sobreaquecimento limitada pelos limites metal rgicos dos materiais aplicados Este componente est localizado a montante do evaporador tendo como referencial o fluxo de g s recuperando calor dos gases para o vapor elevando assim a temperatura do vapor Usualmente utilizado mais do que um sobreaquecedor neste tipo de caldeiras de modo a obter se a temperatura de sobreaquecimento desejada podendo existir entre eles ou no final um elemento que controla a temperatura final da caldeira chamado desobreaquecedor 3 3 4 Reaquecedores S o semelhantes aos sobreaquecedores e aplicam se em ciclos de gera o de vapor de v rias press es Recebem vapor sobreaquecido a uma press o interm dia proveniente da primeira expans o na turbina de vapor de alta press o misturado com o vapor j existente nesse n vel interm dio voltando a reaquecer este vapor de modo a obter a temperatura id ntica aos sobreaquecedores finais 35 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO 3 3 5 Pr aquecedores de condensados Est
26. de microvazios com constrangimento geom trico 48 Se o raio dos microvazios rh for superior ao valor cr tico R 2y 6 onde y a energia por unidade de rea da superf cie e o a tens o aplicada a velocidade de crescimento de um microvazio ser dada por 48 19 o 1 w o nr lg KT 2OS D 90 8 12 Os valores de q w e h y s o definidos por q w 2ln w 3 w l w hy seny 1 _ cosy 1 cosy 2 FLU NCIA 2 19 2 20 2 21 Os valores das constantes e sua defini o encontram se na tabela 2 1 S mbolo Descri o Equa o Unidade Coeficiente da lei de potencia da flu ncia Raio do microvazio Face do limite de gr o com microvazios Coeficiente de difus o ao longo dos limites de gr o Expoente da lei de pot ncia da flu ncia Constante Constante de Boltzmann Espessura do limite de gr o Energia livre do limite de gr o Energia livre superficial Pr exponencial para difus o ao longo dos limites de gr o Velocidade de deforma o por flu ncia do material adjacente Dist ncia entre microvazios Tens o aplicada Tens o limiar Angulo dos microvazios com os limites de gr o Vari vel geom trica Volume at mico 7 82x 10 18 5 20 5 um um m s 6 8 600 C 2 z d 3 n 2 1 38x10 m MNm 2 yeseny Re MNm Cosw yp 2 Yr C N 1 18x10 m Tabela 2 1 Constantes utilizadas no modelo definido pelas equa e
27. de temperaturas de servi o cada vez mais elevadas permitiu um aumento da press o do vapor entrada da turbina O aumento da temperatura de vapor entrada da turbina de 538 C 30 MPa para 650 C 40MPa veio permitir um aumento da efici ncia da turbina em cerca de 8 2 No que corresponde utiliza o de a os do tipo 9 12 Cr foi escolhido para este estudo o a o cujos principais elementos de liga correspondem ao cr mio 9 e molibd nio 1 tendo em considera o a sua grande utiliza o actual em componentes sob press o sujeitos s temperaturas mais elevadas como os sobreaquecedores e reaquecedores INTRODU O Contrariamente ao seu antecessor o a o X11CrMo9 1 o X10CrMoVNb9 1 sendo comum design lo apenas por P91 foi modificado com adi es de van dio ni bio e azoto Estas modifica es permitiram uma melhoria das propriedades mec nicas deste a o possibilitando a sua utiliza o em condi es superiores de temperatura e press o Contudo devido necessidade de utiliza o de processos de soldadura durante o fabrico de componentes sobre press o verifica se que a resist ncia flu ncia nas juntas de soldadura inferior quando comparada com a resist ncia no material base MB As consequ ncias associadas a este facto t m se traduzido em alguns casos em modos de falha prematura na Zona Termicamente Afectada ZTA devido ao aparecimento de fissura o na zona onde existiu refi
28. do tempo de percurso velocidade de propaga o do som e ngulo de emiss o Com recurso a um ecr digital para visualiza o da informa o referente ao ensaio este normalmente realizado pela emiss o de ondas longitudinais feixe direito ou com ondas de corte feixe angular As frequ ncias mais utilizadas variam entre 1 a 5 Mhz com feixes de som a ngulos de 0 45 60 e 70 cuja refer ncia a perpendicular superf cie do material Figura 5 23 Realiza o de ensaio por ultra sons 81 80 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS 6 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS 6 1 Introdu o Tendo em considera o a durabilidade dos ensaios de flu ncia optou se por efectuar para este estudo uma recolha de dados provenientes de ensaios realizados nos ltimos 15 anos em v rios projectos onde o ISQ Instituto de Soldadura e Qualidade participou A recolha de dados englobou resultados provenientes de ensaios efectuados no material base e juntas de soldadura correspondentes ao a o P91 83 6 2 Ensaios efectuados no material base Os a os sobre o quais foram recolhidos os dados s o provenientes de dois fabricantes cujos certificados estavam de acordo com os c digos ASTM ASME No entanto de modo a garantir esta conformidade efectuou se um conjunto de ensaios ao material base cujos resultados se encontram dispon veis nos anexos deste trabalho Estes ensaios corresponderam ao seguinte Ensaios de trac o e
29. e ta s o constantes Comparativamente ao par metro de Larson e Miller apresenta duas diferen as essenciais 1 A intersec o das rectas de isotens o n o ocorre para o ponto correspondente a T 0 mas sim para o ponto ta Ta 2 O gr fico do tipo log t versus T Na figura 2 15 est representada graficamente a curva relativa equa o 2 23 21 FLU NCIA log ty log ta T a T Figura 2 15 Rela o entre o tempo de rotura e a temperatura segundo a equa o de Manson e Hafered 52 2 5 3 3 Par metro de Sherby e Dorn Sherby e Dorn propuseram um novo par metro baseado no princ pio de que a energia de activa o para a ocorr ncia de difus o igual energia de activa o para a flu ncia ou seja Psp ren 2 24 Na equa o anterior Q representa a energia de activa o para a flu ncia que corresponde a uma constante do material Tx a temperatura de ensaio e R a constante universal dos gases A figura 2 16 ilustra o par metro proposto por Sherby e Dorn em que poss vel observar que o declive das rectas de isotens o uma constante do material log t 1 T Figura 2 16 Representa o gr fica do par metro de Sherby e Dorn 52 28 FLU NCIA 2 5 3 4 Express es param tricas O tempo de vida em regime de flu ncia calculado utilizando as propriedades do material indicado nas normas Considerando a norma PD 6525 temos a seguinte equa o _ logt
30. em componentes sob press o No entanto devido sua recente aplica o n o existem ainda dados suficientes acerca do seu comportamento flu ncia em condi es reais de funcionamento o que constitui uma motiva o acrescida para que surjam novos trabalhos que contemplem a utiliza o deste a o gt Estudos recentes revelam que adi es controladas de boro e azoto s o ben ficas em termos do comportamento flu ncia do a o P91 A utiliza o de a os com teores controlados de boro e azoto para diversos par metros de tratamentos t rmicos pode constituir um tema de estudo num futuro pr ximo gt O aumento de espessura dos componentes com o objectivo de redu o do valor de tens o de servi o favor vel em condi es de funcionamento a temperatura constante Os frequentes arranques e paragens de uma central com consequentes varia es de temperatura que se v o traduzir em mecanismos de degrada o por fadiga t rmica tem uma maior incid ncia em componentes de maior espessura A interac o entre os mecanismos de degrada o por flu ncia e fadiga t rmica tem uma grande import ncia no que corresponde ao tempo de vida til dos componentes sendo este um tema pertinente a ter em considera o em pr ximos trabalhos 100 BIBLIOGRAFIA 9 BIBLIOGRAFIA 1 Wachter O amp Ennis P J Ph D Thesis Technische Hohschule Aachen Germany 1995 2 Takeda Y Masuyama F 1 International Conference
31. entre a quantidade de combust vel utilizado e a energia el ctrica produzida indica nos a efici ncia de uma central el ctrica Este valor de efici ncia vai ter efeitos no custo do kW produzido nessa mesma central para al m dos efeitos relacionados com o ambiente P Press o bar T Temperatura C M 617 M Caudal kg s 260 4 MW 144 1 MW Legenda 1 Compressor 2 Turbina a gas 3 Sobreaquecedor 4 Evaporador 5 Economizador 6 Barrilete 7 Turbina a vapor 8 Condensador 9 Reposi o de agua no ciclo Figura 3 2 Esquema b sico de um ciclo combinado com pot ncia total de 404 5 MW 57 31 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO Os ciclos de Brayton e Rankine trabalham com fluidos diferentes g s e gua vapor O ciclo que trabalha a g s Brayton opera a uma temperatura superior relativamente ao de Rankine estando ambos interligados atrav s da caldeira de recupera o de calor fig 3 2 A justifica o para a utiliza o de ciclos combinados reside na efici ncia obtida determinada atrav s das efici ncias individuais dos ciclos de Brayton e Rankine que comp em o ciclo bem como atrav s da efici ncia resultante da transfer ncia de calor do ciclo de Brayton para o ciclo de Rankine atrav s da caldeira de recupera o de calor Na Figura 3 3 est demonstrado de um modo esquem tico os fluxos de energia existentes entre os v rios elementos que consti
32. figura 5 6 O a o X10CrMoNbV9 1 devido sua microestrutura martens tica possui durezas ap s soldadura que atingem aproximadamente os 450 HV f Direc o de soldadura a M quina de soldadura Revestimento 7 _ Alma do el ctrodo Esc ria Banho de ai Metal fus o P isk f Solidificado I a SANT Ar Teak Metal transferido material de adi o fez ee eet oe ZM Metal de Base __ Arco eretas ae ceremcsssemmese Ne rreeereemmerrrr a eal Protec o gasosa Figura 5 6 Soldadura pelo processo de el ctrodos revestidos 71 Tendo em considera o este valor de dureza necess rio tomar precau es relativas ao teor de hidrog nio que deve ser reduzido Devem ser utilizados el ctrodos de revestimento b sico com designa o H4 2 5 3 2 Processo de soldadura TIG Zz Neste processo de soldadura o arco el ctrico estabelecido atrav s de um el ctrodo n o consum vel de tungst nio e a pe a no seio de uma atmosfera de protec o de g s inerte rgon ou H lio Neste processo de soldadura a principal fun o do arco el ctrico consiste no fornecimento de calor que vai permitir a cria o do banho de soldadura e a fus o do material de adi o que adicionado separadamente figura 5 7 Designa o do teor m ximo de hidrog nio associado ao el ctrodo revestido H4 4 ml de Hidrog nio por cada 100 gramas de material depositad
33. ncias graves tanto do ponto de vista econ mico como de seguran a e fiabilidade de duas atitudes frequentemente adoptadas correspondentes a um excesso de optimismo e a um excesso de precau o A tecnologia de AVR avalia o de vida restante procura integrar multidisciplinarmente uma s rie de conhecimentos cient ficos e tecnol gicos relativamente recentes em reas diversas como Materiais Mec nica da Fractura Ensaios N o Destrutivos C lculo Termodin mica e outras de modo a assegurar um conhecimento profundo do estado de integridade dos equipamentos cr ticos de uma unidade industrial e a partir deste conhecimento fornecer um conjunto de op es t cnicas ou mesmo econ micas para a tomada de decis es referentes extens o ou n o da vida da unidade ou de qualquer componente Para al m deste objectivo central esta avalia o possibilita um planeamento e gest o das ac es bem como a determina o da periodicidade de inspec o e paragens t cnicas com maior base t cnica e tamb m a melhoria ou a modifica o de rotinas de manuten o No caso das caldeiras a degrada o dos materiais provocada pela combina o de solicita es mec nicas alta temperatura e corros o desencadeada pela agressividade do meio onde est o inseridos os equipamentos frequente encontrarem se fen menos de flu ncia fadiga fadiga t rmica corros o uniforme e oxida o A flu ncia o mecanismo de falha que
34. o da rea limite ocupada por microvazios fh n 1 atinge um valor cr tico da ordem de 0 25 19 A velocidade de crescimento do microvazio poder ser expressa pela seguinte rela o 18 V Ve sinh Bo o 2 16 Onde Vp taxa de crescimento dos microvazios V volume do microvazio On tens o hidrost tica Oy IMD Ko 0 0 0 0 0 Tens o equivalente de Von Mises 2 17 1 2 Em 2 3 e 3 Deforma o equivalente de Von Mises 2 18 q e B Par metros que dependem do expoente n da lei de Norton 18 FLU NCIA 2 3 3 Crescimento com constrangimento geom trico Os microvazios ao nuclearem se apenas em alguns limites de gr o crescem de forma constrangida devido capacidade de deforma o dos gr o adjacentes essencialmente por flu ncias de desloca es 46 Quando a dilata o devida ao crescimento do microvazio ocorre a velocidade superior velocidade de deforma o da matriz circundante o crescimento do microvazio constrangido de modo a acompanhar a cin tica da deforma o por flu ncia Neste caso a tens o local para a forma o de microvazios atinge valores inferiores tens o aplicada Este processo de crescimento 48 est representado na figura 2 8 onde assumido que todos os microvazios t m a mesma dimens o e est o uniformemente distribu dos Figura 2 8 Mecanismo de crescimento
35. o localizados na zona mais fria do fluxo de g s beneficiando da energia t rmica dos gases ainda dispon vel V o pr aquecer os condensados provenientes do condensador sendo aqui que se inicia todo o sistema de permuta de calor do sistema gua vapor da caldeira As paredes de tubos destes recuperadores apresentam algumas preocupa es construtivas condicionadas temperatura de condensa o dos gases que ali passam que quando baixam de temperatura at pr ximo dos 85 C proporcionam danos de origem corrosiva 36 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO 3 4 Caracter sticas gerais de alguns materiais utilizados em centrais termoel ctricas Na figura 3 6 apresentam se alguns materiais utilizados em caldeiras de ciclo combinado estando divididos em a os carbono mangan s C Mn a os com adi o de molibd nio a os cr mio molibd nio de baixa liga Cr Mo e a os com teores de cr mio entre 9 e 12 9 12 Cr A designa o dos a os est de acordo com a normas Europeias sendo tamb m referenciado para alguns materiais a designa o de acordo com as normas ASTM gg ecm O i Acos Cr Mo A os 9 12 Cr C Mn Mo i H St Ot ot 200 500 C M 550 C y o ide 100 50 Tens o de rotura flu ncia para 100 000 h MPa Figura 3 5 Tens o de rotura de alguns materiais flu ncia para 10 horas de funcionamento 59 37 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO 3 4 1 A os Carbono
36. tem maior influ ncia na vida dos componentes que trabalham a alta temperatura e sob press o interna onde a corros o e a oxida o actuam apenas como redutores de vida O tempo de vida em regime de flu ncia de um componente determinado atrav s das propriedades espec ficas do material da geometria do componente e das condi es de opera o nominais ou reais Os dados obtidos relacionam a tens o aplicada com a evolu o da temperatura num per odo de tempo espec fico 8 Tamb m designada por Avalia o de Integridade Estrutural por alguns autores 43 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTER SITICAS GERAIS 4 CARACTER STICAS DO A O X10CrMoVNb9 1 4 1 Algumas considera es hist ricas Desde meados do ano de 1970 que os Estados Unidos da Am rica EUA tentam encontrar materiais que permitam preencher a lacuna existente entre os a os ferr ticos do tipo T P22 e os a os inoxid veis austen ticos no que respeita resist ncia flu ncia para altas temperaturas Com o objectivo de preencher a lacuna existente entres estes dois a os o Departamento de Energia dos EUA financiou um programa de desenvolvimento do a o 9Cr 1Mo modificado pela adi o de van dio ni bio e azoto com o objectivo principal de aumentar a resist ncia flu ncia atrav s da precipita o de carbonetos finos de Nb V apresentando valores de carbono ligeiramente inferiores aos a os convencionais permitindo uma melhoria na soldabilidade e
37. tenacidade Desde 1983 84 que este a o se encontra aprovado pelas normas ASTM apresentando as especifica es A213 T91 para tubos A387 Gr91 para chapas A335 P 91 e A369 FP91 para tubagens e A182 F91 e A336 F91 para forjados Em 1984 este a o foi homologado com a especifica o ASTM e ASME A SA 335 P91 para as tubagens e colectores 49 A norma Europeia equivalente a EN10028 2 06 2003 para chapas EN10216 2 05 2002 para tubagem e a EN10222 2 02 2000 para pe as forjadas 60 Em 1985 o EPRI Electrical Power Research Institute lan ou um programa cujo objectivo era o desenvolvimento de novas caldeiras supercr ticas que s o equipamentos que operam a press es e temperaturas mais elevadas que as convencionais No final da d cada de 80 a ind stria petroqu mica deu in cio substitui o das tubagens em materiais dos tipos ASTM A 335 P22 2 25Cr 1Mo ASTM A335 TP304L 18Cr 8Ni e ASTM 18Cr 8Ni 2Mo das fornalhas de cracking de unidades de produ o de gasolina sem chumbo com elevado n vel de octanas por tubagens em A 335 P91 49 The Electric Power Research Institute EPRI Organiza o independente sem fins lucrativos dedicada pesquisa e desenvolvimento no mbito do sector de energia el ctrica 44 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTER STICAS GERAIS 4 2 Vantagens do uso do a o X10CrMoVNb9 1 Como j foi referido anteriormente um dos modos de aumentar a efici ncia de uma central te
38. trac o dobragem e impacto Os ensaios de trac o de rotura apresentaram valores entre 669 e 742 MPa cumprindo os requisitos definidos para este a o N o foram registados defeitos ap s dobragem das amostras de ensaio a 180 Os resultados dos ensaios de impacto Charpy V efectuados nas juntas de soldadura temperatura de 20 C evidenciaram que os valores de tenacidade ao entalhe correspondentes aos processos SER e SAS s o bastante reduzidos 10 20J ap s aplica o dos tratamentos t rmicos iniciais 750 C 2h para SER e 760 C 2h para SAS Ap s a execu o de ensaios ao material depositado constatou se que os consum veis utilizados n o possu am n quel sendo esta a raz o dos valores de tenacidade inaceit veis Para o caso da soldadura da chapa pelo processo de el ctrodos revestidos foi aplicado um novo tratamento t rmico a 760 C 2h obtendo se valores de tenacidade de 45 J Para o caso da soldadura por arco submerso efectuou se um novo tratamento a 780 C obtendo se valores de tenacidade de 48 J 6 3 2 Ensaios n o destrutivos Tendo em considera o a possibilidade da exist ncia de indica es nas juntas de soldadura que mediante as suas dimens es podem ser consideradas como defeitos e comprometer seriamente os resultados dos diversos ensaios de flu ncia s o efectuados um conjunto de ensaios n o destrutivos Os tubos e chapas de ensaio para al m do ensaio visual foram sujeitos a ensaios de part culas
39. usual de exprimir a velocidade de desintegra o radioactiva dos is topos 78 SOLDADURA DO AGO X10CrMoVNb9 1 A interpreta o da radiografia envolve a identifica o de imagens resultantes das v rias reas claras 2 z 16 e escuras As reas mais escuras representam as partes de maior penetra o da soldadura enquanto que as regi es mais claras representam as reas de mais dif cil penetra o A interpreta o normalmente executada numa sala escura com luz fraca indirecta a b e Figura 5 21 Radiografia de juntas de soldadura a Falta de penetra o b inclus o de esc ria e c porosidade agrupada 82 A qualidade do filme radiogr fico tem como par metro base um Indicador de Qualidade de Imagem IQI colocado sobre o filme a radiografar para posterior an lise dimensional das indica es ou defeitos FENI Figura 5 22 IQI de arame DIN 54109 81 Zonas onde se concentram a exist ncia de indica es ou defeitos 19 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 5 6 4 Ultra Sons Esta t cnica consiste na aplica o de ondas sonoras de alta frequ ncia num material que constitui a pe a a ensaiar as quais v o reflectir ao incidir numa superf cie de separa o de dois meios com caracter sticas ac sticas diferentes como por exemplo a superf cie de uma descontinuidade Estas reflex es recebidas permitem detectar e localizar na pe a os reflectores atrav s do conhecimento
40. 0 120 595 6 6 86 6 GFZTA SAS X 740 1 2 100 3807 0 8 45 2 GFZTA 760 90 4611 1 1 30 1 GFZTA 790 70 7830 1 7 328 GFZTA Tabela A 8 Ensaios de flu ncia uniaxiais na juntas de soldadura a 600 C 114 115 ANEXO A 2 DADOS EXPERIMENTAIS FIGURAS ANEXOS ANEXOS Se nas Se pe Dureza Vickers HVI0 Distancia mm Te t rmico ao material base antes da soldadura am rosorcamensorcam s rosorcvinersorcrin Ea Ls vm Figura A 2 Medi es de dureza na junta de soldadura por el ctrodos revestidos no tubo de 20 mm de espessura para diversas condi es de tratamento t rmico 116 ANEXOS TUBULADURA A TUBULADURA B TRATAMENTO T RMICO AP S TRATAMENTO T RMICO AP S SOLDADURA 1h 750 C SOLDADURA 1h 1050 C h 750 C Figura A 3 Dimens es do colector correspondente ao ensaio multiaxial de flu ncia 117 ANEXOS O S 3 0 E RR 2 o Zona do colector ws perto da tub A 2 5 Zona do colector im erto da Tub B amp 2 0 7 gt Ur RD TT IS AESA TETE TIETE 0 5 E essere batrssriitreeeeh pane ses cai aadi o ol i 0 0 O 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Tempo h T 600 C e P 153 bar Figura A 4 Compara o entre o comportamento da deforma o do colector e tubuladuras durante o ensaio de flu ncia a T 600 C e P 153 bar Zona Lateral
41. 0CrMo9 10 este a o apresenta as seguintes vantagens gt Melhor resist ncia corros o gt Requer menor espessura para a mesma tens o de servi o gt Resist ncia superior ao ataque por hidrog nio Press o de projecto 280 bar Temperatura de Projecto 550 C Reducao de espessura em 54 Figura 4 1 Compara o de valores de espessuras de parede de tubagem em a os X10 CrMoVNb9 1 P91 e 10CrMo9 10 P22 62 46 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTER STICAS GERAIS 4 3 Processos de fabrico O processo de fabrico destes a os normalmente efectuado atrav s do m todo de dupla esc ria sendo realizado num forno a arco el ctrico b sico seguido de desgaseifica o sob v cuo para remo o do hidrog nio O primeiro processo de escorifica o remove as impurezas suscept veis de oxida o como o f sforo e consiste na injec o de oxig nio e adi o de calc rio sendo a esc ria removida imediatamente ap s conclus o do processo O a o depois desoxigenado pela adi o de mangan s e de pequenas quantidades de sil cio e alum nio sendo estes dois ltimos elementos removidos na forma de SiOz e Al0O3 O enxofre tamb m removido por esta t cnica de dupla esc ria 49 Como factores que influenciam a qualidade final dos a os destacam se gt M todo de desoxida o gt Adi o de elementos de liga em teores menores gt Presen a de elementos residuais gt Inclus es n o met licas g
42. 118 ANEXOS o S Zona do colector to perto da tub A z 1 5 Zona do colector d b e perto a Tu B a 2 TN Tubuladura A 9 gt we O 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Tempo h T 600 C e P 153 bar Figura A 5 Compara o entre o comportamento da deforma o do colector e tubuladuras durante o ensaio de flu ncia a T 600 C e P 153 bar Zona Frontal 119 ANEXOS TUBULADURA A 1hr 750 C Zona termicamente afectada ZTA Material Base Gr o coalescido Colector Tubuladura Tubul a RNEER as 28 ae 45 23 as 2 Ss JA dsdias SER FR a RR Colector TUBULADURA B 1hr 1050 C thr 750 C CLASSIFICA O DA DEGRADA O POR FLUENCIA TRD 508 Zona termicamente afectada ZTA Material Base Gr o conlescido Colector Tubuladura Colector Tubul Colector Tubul E 2 BE PRESO E 55631600 Depositado ee Ree RE DS ae Ee ee a ee EE ESA A E RE pm ee a Colector Figura A 6 Evolu o da degrada o microestrutural ao longo do ensaio de flu ncia a T 600 C e P 153 bar 120
43. 83 21 Raj R e Ashby M F Acta Metall 23 653 1975 22 Raj R Acta Metall 26 995 1978 23 Argon A S Chen I W e Lau C W Creep Fatigue Environment Interaction R M Pelloux and N S Stoloff eds Met Soc AIME Warrendale Penn 46 1980 24 Argon A S Recent Advances in Creep and Fracture of Engineering Materials and Structures B Wilshire e D R Owen eds Pineridge Press Swansea 1 1982 25 Argon A S Scri Metall 17 5 1973 26 Riedel H Fracture at High Temperatures Springer Verlag Berlin 1987 27 Watanabe T Metall Trans 14A 531 1983 28 Wu R e Sandstr m R Strain dependence of Creep cavity nucleation in low alloy and 12 Cr steels Materials Science and Technology Vol 12 405 415 1996 29 Nolan P J Lister S K Garret J C P Brough I Lorimer G W Banks Identification of Carbides in 9 Cr 1 Mo Steels oxidised in CO Central Electricity Generating Board 1979 102 BIBLIOGRAFIA 30 Ritchie O R Parker E R Spencer P N e Todd J A A new series of advanced 3Cr Mo Ni steels for thick section pressure vessels in high temperature and pressure hydrogen service J Materials for Energy Systems ASM Vol 6 N 3 1984 31 Thomson R C e Bhadeshia H K D H Changes in chemical composition of carbides in 2 25Cr 1Mo power plant steel part 1 bainitic microestruture Materials Science and Technology Vol 10 1994 32 Yali
44. INSTITUTO SUPERIOR DE ENGENHARIA DE LISBOA Departamento de Engenharia Mec nica oe e100 zm TTA UM Comportamento e Mecanismos de Falha Flu ncia em A os P91 e Juntas Soldadas MIGUEL DIAS CARDOSO Licenciado em Engenharia Mec nica Trabalho Final de Mestrado para obten o do grau de Mestre em Engenharia Mec nica Orientador Professor Eduardo Manuel Dias Lopes J ri Presidente Professor Doutor Jo o Carlos Quaresma Dias Vogais Professor Doutor Nuno Miguel Carvalho Pedrosa Dezembro de 2009 RESUMO A presente disserta o exp e os conhecimentos adquiridos ao longo da experi ncia acumulada a n vel profissional na Alstom Portugal conjuntamente com os que foram transmitidos durante a frequ ncia do curso de Mestrado de Engenharia Mec nica Perfil de Manuten o e Produ o O tema da tese aborda o estudo do a o X10CrMoVNb9 1 P91 com particular incid ncia em juntas soldadas que t m estado associadas nos ltimos anos ao aparecimento de falhas em centrais termoel ctricas numa fase prematura do seu funcionamento designadas por fissura o do tipo IV que ocorrem na zona termicamente afectada pela soldadura onde o gr o mais refinado A optimiza o de par metros de soldadura e tratamento t rmico essencial para que se consigam obter tempos de resist ncia rotura por flu ncia que estejam em conson ncia com o definido em fase de projecto Tendo em considera o a durabilidade dos ensaios
45. Mangan s C Mn Os a os C Mn t picos s o caracterizados por possu rem uma microestrutura de ferrite e perlite onde o teor de carbono e mangan s s o os constituintes que t m uma maior influ ncia nas propriedades mec nicas destes a os 59 Na tabela 3 1 apresenta se a composi o qu mica de alguns destes a os COMPOSI O QU MICA Cu i Mo 0 16 0 35 E f 0 3 p P235 GH f A i 0 010 M x M x M x M x Max M x M x Max M x M x 0 2 0 5 0 3 0 3 0 5 0 08 0 10 E 0 04 P355 NH i 0 9 1 7 p 0 05 M x M x M x Max Max M x M x M x M x 0 15 0 3 20MnNb6 0 22 1 1 5 go aa ESS Ss 0 015 0 1 M x 0 35 Tabela 3 1 Composi o qu mica de a os C Mn 60 Os a os P355 NH e 20MnNb6 s o a os de gr o fino devido adi o de elementos refinadores de gr o como o ni bio Esta adi o traduz se num aumento dos valores da tens o de rotura e ced ncia do material Contudo o aumento de resist ncia flu ncia destes a os devido essencialmente ao teor de Mn que constitui um elemento endurecedor por precipita o s lida A sua utiliza o est limitada a componentes da caldeira cujas temperaturas sejam inferiores a 500 C Tendo em considera o os mecanismos de flu ncia para temperaturas reduzidas o movimento das desloca es impedido pelos limites de gr o e precipitados de 2 fase
46. Nnt NUO seeeeeeeseeeeesseerssseseeresrressssrtesssereessserersesereesssres 17 2 3 3 Crescimento com constrangimento geom trico sssessssssseeesrersssssseeerreesssssseeerree 19 2 4 Classifica o da degrada o por forma o de MICTOVAZIOS cceeeseeeeeeeeteeeeceeseeeeeees 21 2 5 Ensaios de fluenta nics eaaa eia E ls A E NRE EE 23 2 5 1 Ensaios de flu ncia a tens o e for a constante ssseesssssseeseeeesstssseeeeeeeeesssserreee 24 23 2 Ensaios de rotura por MUCNC lags csscecdsatsnedaacscecdaades ots deaseenssteseeteeaseadeaeensodseeagesoaetete 25 DIO Metodos de extrapola o asia si ai e serras soa ias E einen ceria delete 26 3 Central termoel ctrica de ciclo combinado e sseesoossossoosoossosssessossoessossoessossosssossoesssesoesse 30 3 1 DCSE TC AO caia pt da E a E ee htt ae eased 30 32 Rendimento associado a uma central de ciclo combinado ss 31 3 3 Principais componentes de uma caldeira de ciclo combinado 33 3 3 1 Eyaporador e DaRmicio cx cies ad casa si SG e a S a E aai 34 3 3 2 Econoniizadores inna bri qse ia O A E bed A aE RS q 35 3 3 3 DO DT SAME CEC 0 EEE E NA EE AE a a A A 35 3 3 4 READUCCCUOTES pics atesta hs isto atene o assino pus O Leandro ps bd 35 3 4 3 5 4 1 4 2 4 3 4 4 4 5 5 1 5 2 5 3 5 4 5 5 5 6 3 3 5 Pr aquecedores de condensados ja spe mando espadas atte asin Ba tease aN 36 Caracter sticas gerais de alguns materiais utilizad
47. No que corresponde energia absorvida nos ensaios de impacto os valores mais elevados s o obtidos atrav s do processo TIG Este processo introduz teores reduzidos de oxig nio no material depositado 100 200 ppm enquanto que outros processos SER e SAS possuem valores superiores 400 800 ppm 69 o que faz baixar a tenacidade Designa o segundo a NP 1205 SER soldadura por el ctrodo revestido SAS Soldadura por arco submerso TIG Soldadura com el ctrodo n o activo de tungst nio e g s inerte e MIG MAG Soldadura com g s de protec o inerte activo e fio consum vel Designa o de acordo com a AWS SER SMAW SAS SAW TIG GTAW MIG MAG GMAW e MIG MAG Fios Fluxados FCAW Desina o de acordo com a EN ISO 4063 SER 111 SAW 121 TIG 141 MIG MAG 135 e MIG MAG Fios Fluxados 136 63 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 5 3 1 Processo de soldadura SER O processo de soldadura por el ctrodos revestidos utiliza o calor do arco el ctrico estabelecido entre o el ctrodo revestido e o material a soldar para fundir o material de base e o el ctrodo dando origem ao material de adi o O material de adi o do el ctrodo transferido atrav s do arco el ctrico em pequenas gotas de metal que se encontram revestidas pelo material constituinte do revestimento do el ctrodo O arco el ctrico deslocado manualmente ao longo da junta de soldadura com uma determinada velocidade ver
48. Para temperaturas elevadas os mecanismos de degrada o por flu ncia est o associados a deslizamento nos limites de gr o tornando se favor vel a exist ncia de gr o de dimens es superiores Sendo assim estes a os s o comummente utilizados em componentes de caldeiras cuja temperatura de funcionamento seja reduzida como os economizadores e algumas zonas do evaporador 3 4 2 A os com adi o de Molibd nio Estes a os distinguem se dos a os C Mn devido exist ncia de molibd nio na sua composi o qu mica 0 3 O molibd nio constitui um elemento endurecedor por solu o s lida sendo este endurecimento o principal respons vel pelo acr scimo de resist ncia flu ncia 38 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO COMPOSI O QU MICA C Si Mn Al Cr Cu Ni Mo 0 12 0 15 0 40 0 25 0 2 0 35 0 80 0 35 ve 0 25 0 8 0 25 9NiCuMoNb5 6 4 E E E M x ax M x 0 50 1 2 0 80 1 30 0 50 Tabela 3 2 Composi o qu mica de a os com Mo 60 O a o 9NiCuMoNb5 6 4 tem um incremento consider vel nas suas caracter sticas mec nicas devido ao efeito de refinamento de gr o causado pela adi o de ni bio e tamb m devido precipita o do compostos intermet licos na matriz da solu o 3 4 3 A os Cr mio Molibd nio Cr Mo Um dos inconvenientes da utiliza o do molibd nio deve se perda de ductilidade que diminui com o aumento do teor deste elemento A outra limita o d
49. TO Normaliza o 1060 1h Normaliza o 1050 1h TERMICO C Revenido 750 2h Revenido 740 1h e 790 1h TENS O DE ROTURA MPa ces Fes TENS O DE CED NCIA MPa pie pot ALONGAMENTO 25 35 PROPRIEDADES DE IMPACTO J Tabela A 1 Caracter sticas mec nicas do a o P91 utilizado nos ensaios COMPOSI O QU MICA Si Mo V N FABRICANTE 1 159x20 mm FABRICANTE 2 Chapa de 20 mm Tabela A 2 Composi o qu mica de acordo com ASTM ASME EN 10216 2 e EN 10028 2 ANEXOS Tens o Temperatura Tempo Rotura Mpa C h Tabela A 3 Ensaios de flu ncia uniaxiais realizados na chapa de 20 mm 110 111 Tratamento Tratamento t rmico antes t rmico depois Processo Provete a soldadura da soldadura Temp Tempo Temp Tempo EC h C ANEXOS ENSAIO DE DUREZA HV10 Material Material depositado m dia m dia Tabela A 4 Ensaios de dureza HV 10 na soldadura do tubo ap s tratamento t rmico ANEXOS Tratamento Tratamento ENSAIO DE DUREZA HV10 See t rmico termico anes depois da ZTA Material Material Processo Provete dasoldadura lt oldadura depositado Base Temp Tempo Temp Tempo CCC en co es ed Tabela A 5 Ensaios de du
50. TRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO 3 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO 3 1 Descri o Na actualidade a energia est bastante dependente da varia o de pre o do g s natural assim como de quest es ambientais Uma Instala o que funcione atrav s de uma solu o de ciclo combinado vai de encontro s exig ncias actuais tendo custos de funcionamento bastante competitivos Um ciclo combinado funciona utilizando dois ciclos termodin micos o ciclo a g s ciclo de Brayton e o ciclo de Vapor ciclo de Rankine O princ pio b sico de funcionamento do ciclo combinado consiste na recupera o de energia dispensada pelos gases de combust o provenientes do ciclo de Brayton e gerar vapor sobreaquecido atrav s da utiliza o de uma caldeira de recupera o de calor As vantagens de utiliza o de um ciclo combinado relativamente a um ciclo convencional s o as seguintes Efici ncia t rmica elevada Baixos custos de instala o Flexibilidade na utiliza o de combust veis Redu o nos tempos de montagem da central Baixos custos de opera o e manuten o Turbina a g s Figura 3 1 Central de ciclo combinado 56 30 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO 3 2 Rendimento associado a uma central de ciclo combinado A principal fun o de uma central termoel ctrica a convers o da energia gerada pelo combust vel utilizado em electricidade A rela o existente
51. a A 4 Compara o entre o comportamento da deforma o do colector e tubuladuras durante o ensaio de flu ncia a T 600 C e P 153 bar Zona Lateral ccecc ccc ccccccsssesseeceecececeasaeeeeeeeeees 118 Figura A 5 Compara o entre o comportamento da deforma o do colector e tubuladuras durante o ensaio de flu ncia a T 600 C e P 153 bar Zona Frontal ciiiie essere 119 Figura A 6 Evolu o da degrada o microestrutural ao longo do ensaio de flu ncia a T 600 C e DEI SD Dar ereenn iiare Ta gi E E EE a pba Daa ee ns ay hw 120 NDICE DE TABELAS Tabela 2 1 Constantes utilizadas no modelo definido pelas equa es 2 19 2 20 e 2 21 49 20 Tabela 3 1 Composi o qu mica de a os C Mn 60 een 38 Tabela 3 2 Composi o qu mica de a os com Mo 60 39 Tabela 3 3 Composi o qu mica de a os Cr Mo 60 40 Tabela 3 4 Composi o qu mica de a os 9 12 Cr 60 41 Tabela 4 1 Composi o qu mica do a o X10CrMoVND9 1 60 48 Tabela 4 2 Propriedades do X10CrMoVNDb9 1 60 a 48 Tabela 5 1 Varia o de Ms considerando os limites superiores e inferiores do X10CrMoVNb9 1 vind rarr eS EAEE SS KETEN SKEE KEAK NO voaudes EDER A RENNES ESPE RPI PURE ESEA KERESET EEA eda Vannes tes eatel datas 58 Tabela 5 2 Fontes de radia o gama para os is topos UtiiZAdOS eee eee eeeeeeeeeeeneeeeeeeeneeeeeees 78 Tabela A 1
52. a a vapor MW X Factor de Bruscato Z redu o de rea S mbolos Gregos E Taxa de deforma o h a Constante na equa o 2 2 a Constante relacionada com a forma de gr o pertencente equa o 2 8 B Par metro dependente da lei de Norton correspondente equa o 2 16 Yo Energia livre do limite de gr o J m yp Energia livre de superficie J m 6 Espessura da fronteira do limite de gr o m q Par metro dependente da lei de Norton correspondente equa o 2 16 evm Deforma o equivalente de Von Mises m Ncomb Rendimento do ciclo combinado ncr Rendimento da caldeira de ciclo combinado nro Rendimento da turbina a g s nrv Rendimento da turbina a vapor Distancia entre microvazios um vp Raz o de Poisson XII Pm Densidade de desloca es m veis m o Tens o aplicada MPa co Tens o limiar MPa ovm Tens o equivalente de Von Mises MPa oc Tens o cr tica de nuclea o de microvazios MPa On Tens o hidrost tica MPa t Tens o tangencial MPa y Angulo dos microvazios com os limites de gr o Q Volume at mico m Espessura do limite de gr o m XIV INTRODU O 1 INTRODU O 1 1 Objectivo do estudo 2 Desde sempre a hist ria revela nos que usual existir uma interac o entre os avan os tecnol gicos e o desenvolvimento de novos materiais O aparecim
53. a composi o qu mica 58 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 Se o pr aquecimento for escolhido independentemente da composi o qu mica pode existir uma varia o substancial da percentagem de martensite Em consequ ncia o a o com maior teor de martensite pode ser mais suscept vel fissura o a frio Se a temperatura de pr aquecimento estiver acima de Ms o volume da junta que atingiu a temperatura de austenite vai reduzir o risco de fissura o Quando a soldadura termina uma parte consider vel da austenite vai ser transformada em martensite durante o arrefecimento Este processo vai causar um aumento substancial do volume espec fico e consequentemente tens es residuais elevadas que podem resultar em fissura o 70 Quando o pr aquecimento executado abaixo de Ms forma se alguma martensite durante a soldadura Para uma selec o correcta da temperatura de pr aquecimento tem de existir uma determinada percentagem de austenite de modo reduzir a susceptibilidade fissura o Al m disso parte da austenite vai ser transformada em martensite durante o arrefecimento e como a temperatura mantida durante algum tempo entre Ms e Mf obt m se esta martensite com menor risco de provocar fissura o a frio A soldadura em estado martens tico com a presen a de uma pequena percentagem de austenite traduz se em valores de tens es residuais inferiores reduzindo se assim o risco de fissura o a frio Por outr
54. a estruturas de a o revestidas com material refract rio que suportam altas temperaturas fig 5 5 10 AWS American Welding Society 61 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 Charpy V J 100 780 C 80 760 C amp 740 C 60 720 C 40 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Tempo de Patamar h Figura 5 3 Influ ncia da temperatura e tempo de patamar nos valores de energia absorvida no ensaio de impacto Charpy V Dureza HV 10 300 280 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Tempo de patamar h Figura 5 4 Influ ncia da temperatura e tempo de patamar nos valores de dureza 62 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 a b Figura 5 5 Tratamento t rmico de equipamentos sob press o Alstom Portugal F brica de Set bal a tratamento t rmico local e b tratamento t rmico em forno fechado A execu o de tratamentos t rmicos locais consiste noutro m todo de execu o de tratamento sendo bastante comum a sua utiliza o em fabrico de componentes sob press o 5 3 Processos de soldadura utilizados Para a soldadura deste a o s o utilizados os processos MIG MAG MIG MAG Fios Fluxados TIG SAS e SER A escolha do processo depende de um determinado n mero de factores Tamanho e espessura do componente a soldar Equipamento dispon vel Qualifica o de soldadores Propriedades requeridas em particular a resist ncia ao impacto
55. amar do tratamento t rmico O seu teor mantido normalmente no intervalo 0 4 1 0 Mangan s O seu teor corresponde usualmente ao m ximo estabelecido na composi o do material de base com o objectivo de promover uma desoxida o adequada Normalmente o seu valor est limitado ao somat rio Mn Ni lt 1 5 ou 1 de modo a evitar se uma redu o exagerada do valor de temperatura de Ac Sil cio E um elemento desoxidante e em combina o com o cr mio contribui para o aumento da resist ncia oxida o Contudo reduzindo se o teor deste elemento melhora se os valores de tenacidade existindo algumas especifica es que limitem o seu valor a 0 39 Van dio Carbono e Azoto Os valores destes elementos s o praticamente os mesmos do material base uma vez que as percentagens destes componentes no material t m pouca influ ncia na energia absorvida no ensaio de impacto Deve se no entanto fazer um balan o do teor destes elementos para evitar a forma o de ferrite delta 56 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 gt Enxofre f sforo e elementos residuais O controlo dos teores de enxofre e f sforo fundamental para que determinados problemas inerentes soldadura sejam minimizados como por exemplo a fissura o a quente e a perda de ductilidade devido segrega o destes elementos para os limites de gr o ap s perman ncia a alta temperatura Estes problemas podem ser agravados caso os teores de c
56. angencial MN m 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 Temperatura Hom loga T T Figura 2 3 Mapa de deforma o do n quel com um tamanho m dio de gr o de 0 1 mm 13 13 FLU NCIA 2 3 Nuclea o e crescimento de microvazios frequente observar se que o aparecimento de microvazios ocorre nos limites de gr o principalmente naqueles cuja direc o transversa tens o aplicada Esta nuclea o devida aglomera o de lacunas Em teoria necess ria a exist ncia de tens es nominais da ordem de E 100 para que ocorra nuclea o de microvazios 3 19 a 27 O que acontece na pr tica que as tens es aplicadas s o muito inferiores a este valor o que pressup e que o aparecimento de microvazios apenas pode ocorrer em locais com elevada concentra o de tens es nomeadamente precipitados limites de gr o intercep es das bandas de escorregamento com os limites de gr o e pontos triplos locais onde as heterogeneidades de microextens o s o mais pronunciadas como representado na fig 2 4 jo Figura 2 4 Pormenor dos mecanismos de nuclea o de microvazios a nos pontos triplos e b nas interfaces dos precipitados ou part culas com os limites de gr o O mecanismo de nuclea o de microvazios nas part culas existentes nos limites de gr o resulta do efeito de concentra o de tens es devido ao escorregamento nos limites de gr o e ou empilhamentos das desloca es que conferem uma conce
57. arbono e ni bio estejam nos limites superiores admiss veis uma vez que um aumento do teor destes elementos faz diminuir a ductilidade do material Este tipo de inconvenientes pode ser evitado caso se verifique que o valor da f rmula de Bruscato seja inferior a X lt 15 62 10 P 5 Sb 4 Sn As 100 x 5 2 5 2 Ciclo t rmico associado ao processo de soldadura A soldadura do X10CrMoVNb9 1 requer pr aquecimento controlo da temperatura de interpasses p s aquecimento e tratamento t rmico O ciclo correspondente a este processo est indicado na figura 5 1 1000 Tratamento termico 800 740 780 0 Taxa de Taxa de E aquedmento arref eamento E 100 150 0C 150 200 C fo w a E 400 Pr aqueamento Abaixo de 300 C 200 250 9C Arrefecer ao ar livre 200 80 100 C 0 Tempo h Figura 5 1 Ciclo t rmico correspondente soldadura do X10CrMoVNb9 1 62 57 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 5 2 1 Temperatura de pr aquecimento O valor da temperatura de pr aquecimento neste tipo de a os bastante importante e pode variar de acordo com a espessura e composi o qu mica do material em quest o A composi o qu mica vai afectar o in cio da transforma o da austenite em martensite Em termos pr ticos as medi es de temperatura efectuadas mostram que para temperaturas de pr aquecimento de 300 C e considerando valores de entrega t rmica elevados o material arrefe
58. ce at aos 500 C em cerca de 100 a 150 segundos 70 Isto sugere que no arrefecimento o material atinge o ponto de in cio de transforma o da martensite M em fase totalmente austen tica em que alguma se vai transformar em martensite pois a temperatura de pr aquecimento est situada um pouco abaixo do in cio da transforma o da austenite em martensite Durante a soldadura a quantidade de martensite transformada a partir da austenite depende da diferen a entre a temperatura de pr aquecimento aplicada e o valor da temperatura a partir do qual tem in cio a transforma o da austenite em martensite Ver figura 4 3 Diagrama de Arrefecimento Cont nuo Para o c lculo da temperatura do valor de M para os a os resistentes flu ncia foi definida a seguinte equa o 770 M 454 210 C 4 2 C 27 Ni 7 8 Mn 9 5 Cr Mo V W 1 5 Si 21 Cu 5 3 A t tulo de exemplo e considerando o a o X10CrMoVNb9 1 na tabela 5 1 apresenta se os valores de temperatura de M correspondentes aos limites superiores e inferiores da composi o qu mica deste a o COMPOSI O QUIMICA Ms ce Cc Si Mn Cr Mo Ni Vv Nb ee ee e o forjou om e X10CrMoVNb9 1 P91 mje Tabela 5 1 Varia o de Ms considerando os limites superiores e inferiores do X10CrMoVNb9 1 A partir da tabela pode verificar se que o valor de M pode variar em cerca de 58 C considerando a varia o dos limites superior e inferior d
59. cidade de trepa Vc na extremidade dos empilhamentos verificados nos limites de gr o controlada pela velocidade de difus o de lacunas associadas com o processo de trepa sendo dada por 14 V 2 10 em que D o coeficiente de difus o e h a dist ncia de escorregamento Resumindo pode deduzir se que na fase II de flu ncia estacion ria os mecanismos de deforma o individuais exibem velocidades de deforma o que s o dependentes da tens o 0 temperatura absoluta T e tamanho de gr o d atrav s de rela o correspondente a RO asia 2 z 2 11 KT kd G onde G representa o m dulo de distor o b o vector de Burgers K a constante de Boltzmann p e n s o par metros do material e A uma constante adimensional O valor de D corresponde ao coeficiente de difus o que calculado atrav s da seguinte equa o D Dl 2 2 12 11 FLU NCIA em que Do corresponde ao coeficiente de difus o caracter stico do material Q corresponde energia de activa o para o processo de difus o e R a constante dos gases perfeitos Para determinadas condi es experimentais de tens o temperatura e tamanho de gr o verifica se que a equa o 2 11 apresenta como vari veis A D p en O comportamento em flu ncia de metais puros e solu es s lidas de ligas a uma determinada temperatura pode ser dividido em tr s dom nios representando gt Tens es baixas A velocidade de deforma
60. considera o a sua import ncia podemos referir os seguintes par metros Par metro de Larson Miller Par metro de Manson Hafered Par metro de Sherby Dorn 2 5 3 1 Par metro de Larson Miller O par metro proposto por Larson e Miller PLM em 1952 o mais conhecido e permite relacionar a temperatura Tk com o tempo de rotura do material t a uma tens o nominal constante Esta rela o dada pela seguinte equa o Pu T C logt 2 22 Na equa o 2 22 C uma constante que caracter stica do material e representa o ponto de conflu ncia das rectas de isotens o Na maior parte das ligas met licas o seu valor pr ximo de 20 A utiliza o do par metro de Larson Miller para conhecer o tempo at rotura a uma tens o o temperatura T pode ser descrito da seguinte forma 1 Efectuar um ensaio a uma temperatura Tz superior a T tens o nominal 0 2 Determinar a inclina o da recta neste ensaio 3 Aplicar a equa o 2 22 para a temperatura T de modo a obter o tempo de rotura t correspondente a essa temperatura 26 FLU NCIA ee 1 T Figura 2 14 Rela o entre o tempo de rotura e a temperatura para as tens es o e 62 segundo Larson e Miller 52 2 5 3 2 Par metro de Manson e Hafered O par metro de Manson e Hafered corresponde equa o Te f 2 23 logt logt MH em que Tx representa a temperatura de ensaio e t o tempo at rotura Ta
61. de 12414 horas A inicia o da fissura teve origem aproximadamente a 400 500 um a partir da fronteira entre o material base e a ZTA 12 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 A gt Te a i el a Eds E A H Material i Tr l EEEE de Adicio One OON Material base gt i Ae a Ss l EEE EEE TR Zona termicamente afectada apos soldadura Regi o 1 Ts gt T gt Tsy Martensite 6 Regi o 2 T gt T gt AC3 Gr o coalescido y Martensite Regi o 3 Ts gt T gt AC3 Gr o refinado Y gt Martensite Regi o 4 AC3 gt T gt AC1 y Martensite revenida Regi o 54 AC1 gt T gt T Martensite revenida Figura 5 14 Diferentes zonas correspondentes ZTA do a o X10CrMoVNb9 1 77 Segundo estudo de Tabuchi 79 poss vel uma melhoria consider vel na resist ncia flu ncia da ZTA atrav s do controlo dos teores de boro e azoto Este estudo foi conduzindo fazendo se varia es no teor de boro entre 0 005 e 0 014 e no teor de azoto entre 0 003 e 0 028 Figura 5 15 Pormenor de uma microestrutura correspondente a uma fractura existente numa junta de soldadura com material X10CrMoVNb9 1 78 73 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 Neste estudo foram testadas cinco chapas em P91 de modo a poder determinar se o efeito do teor de boro e azoto no comportamento flu ncia O teor de azoto mais baixo que o estipulado de modo a evitar a forma o de nitretos de boro Cc Si Mn P S Cr Mo V Nb B
62. de flu ncia optou se para este estudo por efectuar se uma recolha de dados relativos a estes ensaios realizados em materiais base e juntas soldadas nos ltimos quinze anos com o objectivo de optimiza o de par metros de soldadura e tratamentos t rmicos associados Como conclus es verificou se que os diferentes processos de soldadura utilizados n o t m uma influ ncia significativa no que corresponde varia o do tempo de rotura por flu ncia A utiliza o de um tratamento t rmico de normaliza o e revenido ap s soldadura permite uma melhoria de valores de resist ncia flu ncia comparativamente ao tratamento t rmico convencional que normalmente aplicado em fabrico de componentes sob press o que utilizam este material Dada a dimens o e complexidade da maioria destes componentes estes tratamentos t rmicos s podem ser utilizados quando as dimens es dos mesmos possibilitarem a sua coloca o em fornos de tratamento t rmico habitualmente existentes nos fabricantes Uma op o vi vel a ser tomada no caso de utiliza o destes materiais passa por uma redu o da tens o de servi o por aumento de espessura dos respectivos componentes No entanto este aumento de espessura deve ter em considera o mecanismos de fadiga t rmica que devem ser equacionados conjuntamente com os mecanismos de flu ncia com o objectivo de se obter os melhores compromissos para cada situa o Palavras Chave Mecanismos de Flu ncia
63. diferentes taxas de deforma o em que algumas destas taxas s o consideradas em c digos de constru o como limites admiss veis As altera es estruturais que ocorrem no material s o respons veis pelas varia es de inclina o da da recta Estas transforma es ocorrem em tempos muito mais reduzidos como consequ ncia de serem utilizadas tens es e velocidades de deforma o mais elevadas A partir destes dados poss vel fazer extrapola o de resultados para tempos de ensaio superiores 25 FLU NCIA 2 5 3 M todos de extrapola o Como referido anteriormente os ensaios de flu ncia acelerados permitem o conhecimento do comportamento dos materiais a longo prazo a partir dos resultados de ensaios efectuados em tempos inferiores Para o conhecimento exacto do comportamento dos materiais sujeitos flu ncia teria de se efectuar ensaios que contemplassem a vida til do equipamento tendo em considera o as condi es de servi o o que torna estes ensaios impratic veis para a maioria das situa es Para superar esta dificuldade recorre se utiliza o de par metros adimensionais que estabelecem uma rela o tempo e temperatura permitindo assim a extrapola o de tempos de rotura por flu ncia Estes par metros baseiam se no princ pio de que poss vel substituir condi es de flu ncia a uma dada temperatura e tempo de rotura por um ensaio efectuado num tempo inferior a uma temperatura superior Tendo em
64. do ao processo de soldadura eee 57 5 2 1 Temperatura de pr aquecimento suas rss despesas pe a ba RAD OVA ad ee 58 5 2 2 POS Ag ecimento qu e e e E E A sia 60 35 2 3 Temperatura de INerpasses aaa ia NT GU a 61 5 2 4 Tratamento t rmico essiens tessen en e eta sedan E red EAAS car EEEE aLla 6l Processos de soldadura utilizados acc eS sso sacs espace Sian se AAG specs epee Haas 63 5 3 1 Processo de soldadura SER imnes s feno anp nea hi r ak E LE E TER 64 5 3 2 Processo de ssoldadara TIG osc eet ae ach R dew eee aS 64 5 3 3 Processo de soldadura MIG MAG sssssseeesseessssssseereeesssssserereeesssssseeereeesssesseeeeeee 65 5 3 4 Processo de soldadura MIG MAG Fios Fluxados ci i 66 5 3 5 Processo de soldadura SAS sac edceascncsaytasavdalaseege chase diasasncdescdundantasemeaectedasagemmanaess 67 Soldaduras Dissimilar e Soni cias ferias ia as a Sa n Ss ee ona eae 69 5 4 1 Migra o de carbono cas apar a bia A E a a aE 69 5 4 2 Sensibiliza o dos materiais DASE fassa sepmiai as ada nanda CRIA A TAG PIAS RG anna 69 5 4 3 Tens es originadas por diferentes coeficientes de expans o t rmica 70 Localiza o das Talhas ASSULA O o sa descia nona ana ga aan aaa ana a 70 5 5 1 Fissura o tipo Le Meerensee r ieii en gov EE I ASK a a a aaa atas 71 5 5 2 Pissuracdo do Tipo D i 35 2 cae E ses ns ages es sag Sea E EE E E eeees 71 5 5 3 Fiss ra c o do tipo IV seitan uty u a e A a a
65. do de revenido a 750 C os principais precipitados presentes nestes a os s o 67 M23C6 e V4C3 podendo existir algumas part culas de NbC e de VN 54 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 5 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 O primeiro programa acerca do estudo da soldabilidade do X10CrMoVnb9 1 come ou em 1978 no ORNL Oak Ridge National Laboratory seguindo se outros grupos de pesquisa nos EUA Europa e Jap o 64 Quando se concebe uma junta de soldadura importante considerar n o s as propriedades da soldadura do material de base como tamb m considerar as propriedades do material de adi o Para materiais a trabalhar a alta temperatura as propriedades flu ncia devem ser tomadas em considera o 5 1 Material de adi o Para a soldadura deste a o a composi o qu mica do material de adi o constitui um factor essencial para que depois do tratamento t rmico sejam obtidas as propriedades mec nicas requeridas A composi o qu mica optimizada de modo a obter se uma estrutura totalmente martens tica com baixa percentagem de ferrite delta O valor de cr mio equivalente calculado do seguinte modo Cr equivalente Cr 6 Si 4 Mo 1 5 W 11 V 5 Nb 12 AL 9 Ti 40 C 2 Mn 4 Ni 2 Co 30 N Cu 5 1 Se este valor for superior a 10 a probabilidade de exist ncia de ferrite delta no arrefecimento elevada 62 A composi o qu mica do a o P91 constitu da e
66. e 600 C Para este caso a falha por 87 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS flu ncia surgiu ap s 12414 h de servi o Em ambos os casos a fissura o localizou se na zona de gr o fino da ZTA Considerando as juntas de soldadura para valores de tempo de rotura iguais a 10 h obtido atrav s da equa o de PLM um valor igual a 26 19 para uma temperatura de 600 C A partir da equa o do gr fico este valor de PLM vai corresponder a uma tens o m xima admiss vel igual a 44 6 MPa No gr fico da figura 6 6 s o comparados para as mesmas condi es de ensaio os tempos de rotura correspondentes aos processos de soldadura SER e SAS 660 Processo SER 650 7 Processo SAS o 640 5 E 630 y 12 463Ln x 702 48 o 620 o E y 11 988Ln x 700 2 E 610 600 590 T T 1 10 100 1000 10000 Tempo h Figura 6 6 Tempos de rotura considerando os processos de soldadura SER e SAS Tens o 100 MPa Os valores apresentados foram retirados da tabela A 7 dos anexos Pode verificar se que n o existe varia o significativa de valores de tempos de rotura flu ncia entre estes processos de soldadura 5 4 2 a Zig Para um tempo de rotura igual a 10 horas obt m se atrav s das equa es do gr fico valores de temperatura m ximos iguais a 559 C para o processo SER e 562 C para o processo SAS Considerando se a varia o dos par metros de tratamento t rmico aplicados ap s soldadu
67. e de crescimento dos microvazios estabelecem uma depend ncia linear entre a tens o e a energia de activa o para o movimento das lacunas que vai ser igual velocidade de difus o destas nos limites de gr o A previs o do crescimento de uma rede quadrada de microvazios de raio r e separados de 2C ter uma velocidade de crescimento Vp para um microvazio de volume V dada por 44 Vo 8D 0o 2y r KT 4In C r p o B ri 2 14 Em que o tens o aplicada perpendicularmente ao limite de gr o y energia de superf cie D coeficiente de difus o do limite de gr o espessura do limite de gr o Q volume at mico K constante de Boltzmann T temperatura absoluta 2 3 2 Crescimento pl stico ou cont nuo A ocorr ncia deste mecanismo est associada a regi es onde existem elevadas deforma es locais resultante de elevadas velocidades de deforma o do material quando este j se encontra numa condi o de degrada o avan ada 45 a 47 O crescimento dos microvazios pode desenrolar se por um fen meno de flu ncia de acordo com a lei de pot ncia ou de difus o ou mesmo de forma mista 17 FLU NCIA O crescimento dos microvazios por flu ncia com lei de pot ncia dado por e 0 2 15 E Eo oia Difus o intergranular Figura 2 7 Mecanismo de crescimento de microvazios controlado por lei de pot ncia 19 A fractura intergranular ocorre quando a frac
68. e tens es compreendida entre 60 e 150 MPa tabela A 8 dos anexos No gr fico da figura 6 5 podemos observar duas rectas representativas dos ensaios uniaxiais efectuados no material base e juntas de soldadura para uma temperatura de 600 C Os valores correspondentes ao material base s o retirados da tabela A 3 Para a junta de soldadura os valores do gr fico s o retirados da tabela A 8 170 PLM Mat base 150 PL M Soldadura 130 E z oO I y 37 095x 1016 3 Tens o MPa N o O O y 37 299x 1056 1 50 30 10 T T T T T T T T 1 23 6 23 8 24 0 24 2 24 4 24 6 24 8 25 0 25 2 25 4 PLM P T 25 log t 1000 Figura 6 5 Tempos de rotura resultantes de ensaios de flu ncia uniaxiais correspondentes chapa de ensaio de 20 mm de espessura T 600 C Relativamente ao valor da constante C do Par metro de Larson Miller utilizado neste trabalho o valor C 25 84 Atrav s das equa es do gr fico poss vel extrapolar o valor correspondente ao PLM Considerando uma tens o de 80 MPa e uma temperatura de 600 C s o obtidos valores de PLM respectivamente de 26 17 e 25 24 A estes valores correspondem tempos de rotura de 93645 horas para o material base e 8082 horas para a junta de soldadura A junta de soldadura correspondente figura 5 15 cap tulo 5 que teve rotura em servi o esteve sujeita s mesmas condi es de tens o e temperatura 80 MPa
69. eat treatments applied during the manufacturing of pressure vessel components using this type material P91 Due to dimensions and complexity of these components e g superheater header these heat treatments can only be applied if large heaters or furnaces are available in the manufacturers A possible option to be used considering the use of these materials is to reduce the tensile stress increasing the thickness on these components However this increase in thickness must take into account thermal fatigue mechanisms that must be addressed together with creep damage mechanisms to obtain the best compromise for each scenario Key Words Creep Mechanisms X10CrMoVNb9 1 Steel Heat recovery steam generation X10CrMoVNb9 1 Steel Welding Type IV cracking I AGRADECIMENTOS Nesta recta final seria inevit vel uma reflex o sobre todos aqueles que de uma forma directa ou indirecta contribu ram para a obten o do produto final que constitui esta disserta o Agrade o em primeiro lugar ao Professor Eduardo Dias Lopes pela sua dedica o e disponibilidade assim como as suas linhas orientadoras e o consequente acompanhamento e ensinamentos que sempre disponibilizou A todos os meus Colegas de trabalho e amigos pela for a e apoio durante mais esta etapa Por ltimo queria agradecer de uma forma mais particular aos meus pais ao meu irm o e minha mulher pelo incentivo nos momentos de menor nimo HI NDICE GERAL
70. eitigtec sesagetctesessacedsdenstoa gazeseaseruicatigaesibaaoeaceeaterss sesagoadeed 27 Figura 2 15 Rela o entre o tempo de rotura e a temperatura segundo a equa o de Manson e Hafered 52 ss sieensises Selec he gases Tea tik shes ab TOUR EDS AS aa Siga a eve ek eases a Soa Pd cura eee 28 Figura 2 16 Representa o gr fica do par metro de Sherby e Dorn 52 28 Figura 3 1 Central de ciclo combinado 56 sssssssssseessesssssssssssssssssssssssssssssssesssssaaages 30 Figura 3 2 Esquema b sico de um ciclo combinado com pot ncia total de 404 5 MW 57 31 Figura 3 3 Esquema t rmico b sico correspondente ao fluxo de energia de um ciclo combinado ssa a AEE RA E AD RR AAAS 32 Figura 3 4 Esquema do princ pio de funcionamento de uma caldeira de recupera o de calor 58 DELE RR RDNS RPA ss De RR OD PNR Sa ee 34 Figura 3 5 Tens o de rotura de alguns materiais flu ncia para 10 horas de funcionamento 59 Sco teed NERDS RE VARA RA No READ ER SA A Aca A ar Sead SA PR 37 Figura 3 6 Gest o da manuten o 61 eeeeeeseenneeececeeeeseeennaeeeeeeeeeeeseeenaueeeeeeeeeeseeenaaeees 42 VII Figura 4 1 Compara o de valores de espessuras de parede de tubagem em a os X10 CrMoVNb9 1 P91 e 10CrMo9 10 P22 62 caicsistassasdiavscetatanivasatexteebelaniveantantesdad uesanisavedetasaocved 46 Figura 4 2 Varia o da tens o de ced ncia com a tem
71. ento de novos a os esteve na maioria das vezes associados necessidade existente de colocar conhecimentos adquiridos em pr tica mas que estavam limitados pelos materiais existentes at essa data O desenvolvimento das centrais termoel ctricas para al m de estar relacionado com melhorias constantes a n vel de projecto beneficiou do aparecimento de novos materiais ao permitir uma utiliza o de temperaturas superiores de funcionamento Este incremento de temperatura traduz se num aumento da efici ncia da caldeira permitindo a redu o de consumos de combust vel por kWh Entre os anos de 1950 e 1990 existiu uma redu o em cerca de 50 do consumo de combust vel necess rio para produzir 1 kWh de electricidade 1 Esta redu o de consumo para al m de trazer benef cios a n vel econ mico tamb m importante em termos de impacte ambiental uma vez que as emiss es de CO s o tamb m reduzidas Para estes componentes s o definidos pelo projecto tempos de servi o m nimos correspondentes a 5 r 2 pa F 10 horas de funcionamento Tendo em considera o os custos de constru o de novas unidades s o utilizadas actualmente metodologias de extens o de vida que vieram permitir o funcionamento destas unidades para tempos de servi o superiores aos definidos em fase de projecto O aparecimento de a os resistentes a alta temperatura mais concretamente os pertencentes ao grupo 9 12 Cr ao possibilitar a utiliza o
72. ento do teor de cr mio acima de 7 surge um novo grupo de a os caracterizado por possu rem uma microestrutura martens tica A adi o de elementos como o van dio ni bio tungst nio e boro veio permitir a obten o de melhorias substanciais no mbito da resist ncia flu ncia Com a introdu o do X20CrMoNiV11 1 no in cio dos anos 60 deu se um importante passo em termos de melhoria da efici ncia das centrais termoel ctricas A sua resist ncia rotura por flu ncia a 540 C praticamente o dobro quando comparamos este a o com o 10CrMo9 10 A sua resist ncia superior rotura por flu ncia devida essencialmente ao elevado teor de carbonetos do tipo M23C6 que se formam devido ao elevado teor de carbono existente Em meados do ano de 1970 os Estados Unidos desenvolveram um novo material interm dio entre o T P22 e os a os inoxid veis austen ticos que comportasse temperaturas entre 540 e 600 C Mais recentemente surge um novo material designado por P91 que veio substituir o X20CrMoNiV11 1 40 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO COMPOSI O QU MICA Mn Al Cr Cu Ni Mo W Vv X11CrMo9 1 X20CrMoNiV11 1 X10CrMoVNb9 1 X11CrMoWNb9 1 1 T P122 Tabela 3 4 Composi o qu mica de a os 9 12 Cr 60 Apesar de o teor de carbono ser superior neste ltimo o P91 apresenta uma resist ncia flu ncia superior devido s adi es de V e
73. er submetidos a um tratamento t rmico final compreendido entre os 740 e 780 C Este tratamento vai permitir a precipita o dos carbonetos e nitretos referidos ao longo deste trabalho que t m um papel preponderante no que corresponde melhoria do comportamento flu ncia do a o P91 A junta de soldadura que foi sujeita a um tratamento t rmico de normaliza o e revenido ap s soldadura apresenta melhorias consider veis no que corresponde ao comportamento flu ncia tendo em considera o as temperaturas e tens es em estudo Com este tipo de tratamento s o obtidos tempos de rotura claramente superiores quando comparado com o tratamento t rmico entre os 740 e 780 C No entanto a utiliza o deste tratamento t rmico em fabrico de componentes sob press o discut vel devido s dificuldades da sua aplica o em determinadas situa es Esta solu o vi vel se a dimens o do componente permitir a sua coloca o num forno fechado devidamente apropriado para a execu o de tratamentos t rmicos desta natureza Em situa es que contemplem componentes de grandes dimens es ou no caso de montagem de equipamentos em estaleiro na maior parte das vezes s s o aplicados tratamentos t rmicos locais Nestas situa es pouco vi vel a aplica o de um tratamento t rmico deste tipo Com o objectivo de ultrapassar esta dificuldade s o definidos valores de tens o de projecto inferiores o que conseguido median
74. era o de calor A bomba de circula o de gua instalada entre o barrilete e o ponto P usada para situa es de arranque da central e ou quando se verifica um acr scimo elevado da temperatura no evaporador evitando se o sobreaquecimento do vapor que a circula 33 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO Chamin Bomba de Alimenta o 4 da gua fria 4 Eveporedor Bomba de Circula o Sobreaquecedor Pere a turbina a Vapor Caldeira Recuperadora de Calor Exaust o da Turbina a G s Figura 3 4 Esquema do princ pio de funcionamento de uma caldeira de recupera o de calor 58 3 3 1 Evaporador e barrilete O evaporador o elemento respons vel pela recupera o e permuta de calor entre os gases quentes exteriores e a gua O calor absorvido pela gua vapor que circula no interior dos tubos designado por calor latente transformando a gua em vapor saturado press o e temperatura constantes Dado que no evaporador circula uma mistura gua vapor com um determinado r cio x necess rio a exist ncia de um outro componente que fa a a separa o de modo a obter se exclusivamente vapor saturado O elemento a adicionar designa se por barrilete e tem o papel de separar sucessivamente a gua na fase l quida saturada do vapor saturado Os tubos que fazem o percurso descendente da gua desde o barrilete at ao evaporador s o designados por d
75. ermitir taxas de dep sito superiores e maior penetra o traduzindo se numa redu o de defeitos de falta de fus o 66 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 Comparativamente aos processos de soldadura por el ctrodos revestidos e MIG MAG a utiliza o de fios fluxados torna se vantajosa O processo de soldadura com fio fluxado encontra se representado esquematicamente na figura 5 10 Bocal Tubo de contacto Protec o gasosa Esc ria Solidificada Fio fluxado _Constituintes do fluxo GAR S t P Esc ria I N X Arco el ctrico e Liquida PN t material de adi o Banho de fus o as de Soldadura Figura 5 10 Processo de soldadura MIG MAG Fios Fluxados 71 O tipo de g s utilizado influencia bastante a composi o qu mica do material depositado bem como a t cnica operat ria Um teor elevado de CO aumenta o teor de oxig nio na soldadura que se torna prejudicial no que corresponde aos valores de resist ncia ao impacto obtidos No entanto a t cnica operat ria facilitada com o aumento do teor de CO Existem fios que possibilitam a utiliza o de mistura de gases Ar CO 80 20 e 75 25 ou at mesmo 100 de CO Os resultados obtidos com a utiliza o de g s correspondente a 100 de CO t m sido superiores aos anteriores no que corresponde resist ncia ao impacto Este facto resulta em poss veis penetra es superiores com a utiliza o deste g s proporcionando um tratamen
76. es de 100 a 120 MPa com varia o de temperatura entre os 600 e 650 C o aparecimento de fissura o esteve quase sempre associado zona da ZTA onde existiu refinamento de gr o GFZTA A nica excep o correspondeu junta que foi sujeita a um tratamento t rmico de normaliza o e revenido cuja rotura surgiu no material base gt Para os ensaios realizados com valores de tens o igual a 150 MPa e temperatura igual a 600 C a rotura deu se no material base Para estas duas situa es parecem estar presentes mecanismos de degrada o por flu ncia diferentes No caso da rotura por flu ncia que surgiu na zona de GFZTA estiveram presentes mecanismos de degrada o de flu ncia por difus o Para estes casos em que a tens o esteve abaixo dos 120 MPa a deforma o das pe as de ensaio nunca foi superior a 7 Este modo de degrada o est relacionado com o aparecimento de microvazios que surgem nos limites de gr o com uma direc o normal tens o aplicada O fluxo de tomos ocorre das regi es com tens es locais de compress o para regi es com tens es locais de trac o Em sentido contr rio ocorre um fluxo de lacunas Este trajecto de tomos facilitado uma vez que nesta zona o tamanho de gr o refinado existindo assim um menor trajecto a percorrer Isto pode ser comprovado pelas equa es correspondentes aos mecanismos de difus o de Nabarro Herring e Coble em que a deforma o aumenta com a diminui
77. eve ange aeets 71 Ensaios N o DestrutIVOS essa scans as retirada vsaaaseaecaaedesapaanasa TA cated SOMA aaa dA EAEk a aR REK EEan 75 5 6 1 L quidos PenetrantesS nees ieersroisspi esient reee rap ea a pa ts oaao TE repa aes 76 5 6 2 Magnet scO plasere n r DM ATA Ra naa Kie a E ER RERS ENEG T1 5 6 3 M todos radiol gicos ss tasad anda a TI da asa dias A O alan ada atas aaa 78 V 6 1 6 2 6 3 8 9 5 6 4 Ultra SONS au esheets ESA OA A ee DS ab Qu NUNES oO GUNS ADA Slant lads 80 Dados Experimentais obtidoS ssssoccccsesssssocccoccesesssoooccceseessssoocccesescssssooocesssessssssoesessssss OU InirOdU O SAREE E T aa aaa aq 81 Ensaios efectuados no material base i errar erra re cancer era eeaanda 81 6 2 1 Ensaios de trac o Impacto issassinestesiassanisa chess ecedsSonnvacbead syetseasseadnwaceuedeeesseuanneades 81 6 2 2 Composi o QUINIC Are canos asas ga ion ernen e aese ea es aaea a Esaf eniGest as ga Das vaias 81 6 2 3 Ensaios de dureza setas ret a CENTO EA Mab ada DEN a a EATON dada 82 6 2 4 An lise da MicrOeStrutura cccccecccccccccccccssseeseccccceeecassseseecccceeeesaaenseeeeeeeeseeeaaaneess 82 6 2 5 Ensaios de flu ncia Umiaxiais ccccccccccsssssseeececeeceeessseeecccceseeeausasesceeceeseeeaaeneess 82 Ensaios efectuados em juntas de soldadura 0 eee eeeeseeeeeeeseeeeeeeeseeeeeessaeeeeesesaeeeeee 82 6 3 1 Ensaios de trac o dobragem e impacto 2 0 eee ee eeese
78. gon A S Acta Metall 29 1759 1981 47 Hellan T K Int J Mech Sci Vol 17 1975 48 Stephens J J e Nix W D Gell Superalloys Warrendale Met Soc Aime 1984 49 Barros L Estudo do comportamento flu ncia dos a os 2 25Cr IMo ASTM A213T22 e 9Cr 1Mo ASTM A213T91 Disserta o de mestrado IST 1999 50 Residual Life Assessment and Microstructure ECC Recommendations Vol 6 Issue 1 2005 51 Instron Materials Testing Solutions Dispon vel na www lt URL http www instron com gt Set 2009 52 Davim J P Magalh es A G Ensaios mec nicos e tecnol gicos Publindustria Edi es t cnicas 2004 53 ASME Boiler and Pressure Vessel Code Recomended Guidelines for the Care of Power Boilers Section 7 Subsection C8 C9 2007 54 Fernandes J P Lopes E D M todos de Degrada o e Avalia o de Vida Restante em Tubos de HRSG Apresenta o ISEL Instituto Superior de Engenharia de Lisboa 2008 104 BIBLIOGRAFIA 55 Nath B e Masuyama F Material Comparison between NF616 HCM12A and TB12M 1 Dissimilar metal welds In Conf Proc EPRI National Power Conference New Steels for Advanced Plant up to 620 C Pub the society of Chemical industry London UK 1995 56 ESC Energy solutions Center Disponivel na www lt URL http www energysolutionscenter org gt Set 2009 57 Garcia S Mofiux F Centrales t rmicas de ciclo comb
79. ida neste cap tulo conjuntamente com os principais m todos de extrapola o usados a partir dos resultados dos ensaios de flu ncia acelerados Central termoel ctrica de ciclo combinado E feita a descri o de uma central termoel ctrica de ciclo combinado fazendo se refer ncia aos materiais utilizados nos principais componentes que a constituem Caracter sticas do A o X10CrMoVNb9 1 P91 Ap s breve introdu o relacionada com o aparecimento do a o P91 descrito um conjunto de propriedades deste a o como a composi o qu mica caracter sticas mec nicas e microestrutura Soldadura do A o X10CrMoVNb9 1 P91 Como referido a soldadura corresponde a um processo de liga o de materiais largamente utilizado na ind stria feita refer ncia aos principais par metros a ter em considera o nas opera es de soldadura e tratamentos t rmicos S o abordados os diferentes modos de fissura o que podem surgir na junta de soldadura onde est inserida a fissura o tipo IV Dados Experimentais Nos ltimos quinze anos o ISQ Instituto de Soldadura e Qualidade tem estado envolvido em diversos projectos internacionais relacionados com a utiliza o deste a o Os dados utilizados neste trabalho s o provenientes desses projectos no qual se procurou identificar as principais vari veis e a sua influ ncia no comportamento flu ncia do a o P91 Discuss o de resultados A discuss o de resultados fei
80. idade de deforma o provocada por uma densidade pm de desloca es m veis que se deslocam atrav s de um determinado volume com obst culos com uma velocidade m dia v dada segundo Orowan 6 por E pbv 2 1 em que b representa o vector de Burgers da desloca o Num estado estacion rio flu ncia secund ria pm apenas fun o da tens o e da temperatura tendo rgon 7 proposto que a 2 Pa aE 2 2 ondea uma constante da ordem de grandeza da unidade 7 representa a tens o tangencial desloca o e G o m dulo de elasticidade transversal A velocidade m dia das desloca es v depende da for a por unidade de comprimento F T b que actua sobre a linha de desloca o e da sua mobilidade M do seguinte modo v M F 2 3 FLU NCIA O c lculo de M implica determinar a velocidade com que as desloca es ultrapassam os obst culos a qual fun o da forma e natureza destes Considera se dois grandes tipos de obst culos discretos exemplo precipitados e cont nuos exemplo Solu o S lida a 2 x a oe po 2 Este mecanismo dominante para tens es elevadas onde se verificam rela es t G gt 10 2 2 2 Flu ncia devida a escorregamento e trepa das desloca es 2 Para este caso o escorregamento das desloca es m veis respons vel pela maior parte da deforma o enquanto a trepa para ultrapassar os obst culos discretos determina a velocidade m dia das desloca
81. impacto Composi o qu mica Ensaios de dureza An lise de microestrutura VV VV Y Ensaios de flu ncia uniaxiais 6 2 1 Ensaios de trac o e impacto Os resultados destes ensaios encontram se descritos na tabela A 1 dos anexos Ambos os materiais cumprem os requisitos ASTM ASME correspondentes ao a o P91 Considerando a norma EN 10216 2 2002 para tubos e a norma EN 10028 2 2003 para chapa os resultados obtidos encontram se igualmente dentro dos par metros definidos 6 2 2 Composi o qu mica Os resultados relativos composi o qu mica dos a os est o em conson ncia com os requisitos ASME ASTM EN 10216 2 2002 e 10028 2 2003 A composi o qu mica dos mesmos encontra se na tabela A 2 dos anexos 81 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS 6 2 3 Ensaios de dureza Relativamente ao tubo utilizado nos ensaios os valores de dureza estavam compreendidos entre 210 e 220 HVS Para a chapa foram encontrados valores compreendidos entre 220 e 225 HVS 6 2 4 An lise da microestrutura As an lises de microestrutura foram feitas recorrendo se microscopia ptica e microscopia electr nica de transmiss o TEM A microestrutura dos a os utilizados nos ensaios composta por martensite com distribui o de precipitados na matriz A microestrutura dos tubos bastante homog nea ao longo da espessura Relativamente chapa de 20 mm vis vel a presen a de ferrite delta a meia espessura assim como algu
82. implicar a exist ncia de zonas na soldadura enriquecidas em carbono contrariamente a outras que v o apresentar zonas descarbonizadas A principal consequ ncia da difus o de carbono vai corresponder a uma perca dos valores de dureza na zona que teve a redu o deste elemento Na liga o entre o a o X10CrMoVNb9 1 e o 10CrMo9 10 o carbono vai migrar para o material cujo teor de cr mio superior que neste caso o X10CrMoVNb9 1 Caso seja utilizado como material de adi o o correspondente ao 10CrMo9 10 a zona descarbonizada vai estar localizada no material de adi o pr ximo do material de base do X10CrMoVNb9 1 Se o material de adi o usado corresponder ao X10CrMoVNb9 1 a zona descarbonizada vai estar localizada na zona de gr o coalescido da ZTA do material de base do 10CrMo9 10 Por sua vez a zona enriquecida em carbono vai ser a do material de adi o X10CrMoVNb9 1 A extens o da zona descarbonizada vai depender da temperatura e tempo a que vai estar sujeita a liga o soldada no tratamento t rmico Um m todo de evitar este fen meno consiste na utiliza o de ligas de n quel como material de adi o 774 5 4 2 Sensibiliza o dos materiais base As soldaduras dissimilares entre X10CrMoVNb9 1 e a os inoxid veis austen ticos normalmente realizada utilizando ligas de n quel como material de adi o O material de base correspondente ao 69 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 X10CrMoVNb9 1 inicial
83. inado teoria y projecto Diaz de Santos 2006 58 Gr cio L Optimiza o de uma caldeira vertical recuperadora de calor de circula o natural Trabalho final de curso ISEL 2002 59 Hagen I V e Bendick W Creep Resistant ferritic Steels for Power Plants Mannesmann Forschung institut 60 Wegst Stahlschlussel Key to Steel 2004 Verlag Stahlschlussel Wegst 2004 61 Lopes E D AVR de equipamentos industriais Uma tecnologia Multidisciplinar ISEL 2009 62 Guideline for Welding P T 91 Materials EPRI Palo Alto CA 2001 1006590 63 Shibli I A Performance of P91 thick section welds under steady and cycling loading conditions OMMI Vol 1 Issue 3 2002 64 The T91 P91 Book Vallourec amp Mannessmann Tubes 1999 65 Spiradek K Bauer R e Zeiler G Development of Microestructure during the Creep of 9 steel Proceedings of the 13 th international Congress on Electron microscopy Paris 1994 66 Mayer K H Neft H Increasing the efficiency of steam turbines by using improved 9 10 Cr Steels International Conference on Plant condition amp life Management Helsinky VTT Manufacturing Technology 1995 105 BIBLIOGRAFIA 67 Orr J Burton D e Rasche C Sensitivity of microstructure and mechanical properties of steel 91 to initial heat treatments Ironmaking and Steelmaking Vol 20 N 6 1993 68 Natesan K Majumdar S Shankar P S e Shah V N Pre
84. istados os valores de dureza mais elevados devido ao facto desta zona ser totalmente martens tica n o exist ncia de precipitados na matriz Pr ximo desta zona de gr o coalescido identificada uma zona de gr o fino onde se verifica a exist ncia de coalescimento de precipitados Embora esta zona tenha atingido temperaturas acima de Acs esta temperatura n o suficiente para que os precipitados sejam dissolvidos na sua totalidade na matriz austen tica e devido a isso v o impedir o 93 DISCUSS O crescimento do gr o austen tico dando origem a uma zona de gr o fino A inexist ncia de dissolu o completa dos precipitados na matriz austen tica e o coalescimento dos mesmos s o a principal justifica o para que nesta zona se encontrem os valores de dureza de menor valor A aplica o do tratamento t rmico ap s soldadura nas temperaturas acima indicadas vai permitir a precipita o de carbonetos e nitretos nas zonas da junta de soldadura correspondentes ao material depositado e gr o coalescido da ZTA A zona de gr o fino da ZTA permanece praticamente inalter vel devido ao facto de o valor de temperatura do tratamento t rmico estar abaixo de Ac n o permitindo por isso a dissolu o dos precipitados coalescidos a existentes Juntas de soldadura com tratamento t rmico de normaliza o a 1050 C e revenido a 750 C Para esta situa o a ZTA apresenta diferen as relativamente ao caso anterior uma vez que
85. liminary Materials selection Issues for the Next Generation Nuclear Plant Reactor Pressure Vessel Nuclear Engineering Division Argonne National Laboratory 2006 69 Welding consumables for P91 steels for the power generation industry Metrode Products limited 2006 70 B res L Balogh A e Irmer W Welding of Martensitic Creep Resistant Steels AWS Welding Journal 2001 71 Santos J Quintino L Processos de Soldadura ISQ Edi es T cnicas 1998 72 HFT Huntingdon Fusion Techniques Limited Disponivel na www lt URL http huntingdonfusion com gt Set 2009 73 Guideline for Welding Creep Stenght Enhanced Ferritic Alloys EPRI Palo Alto CA 2007 1012748 74 Guntz M Julien G Kittmann Pellicani F Poilly A e Vaillant J C The T91 Book Ferritic Tubes and Pipe for High Temperature Use in Boilers Vallourec Industries 1994 75 Yamazaky M Watanabe T Hongo H Tabuchi M Creep Rupture Properties of Welded Joints of Heat Resistant Steels j of Power Energy Systems Vol 2 n 4 2008 76 Henry J F Growing Experience with P91 T91 Forcing Essential Code Changes Combined Cycle Journal 2005 77 Klueh R L Joining and Processing Issues for Ferritic Martensitic Steels US Fusion Materials Science Program Strategic Planning Meeting University of California at Santa Barbara PowerPoint slides 2002 106 BIBLIOGRAFIA 78 Watanabe T Creep damage evalua
86. lores superiores de resist ncia flu ncia correspondem amostra TA3 74 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 Com o objectivo de se obter uma solu o interm dia para os dois casos considera se teores de boro iguais a 0 01 para teores de azoto inferiores a 0 01 0 3 0 25 0 2 015 TA1 Extens o nominal 0 1 0 05 0 100 200 300 400 500 600 700 Tempo h Figura 5 18 Testes de flu ncia realizados zona termicamente afectada 80 5 6 Ensaios N o Destrutivos Com o objectivo de avaliar a integridade das soldadura e materiais base durante o fabrico de componentes frequente a utiliza o de processos de inspec o designados por Ensaios N o Destrutivos END uma vez que a sua utiliza o n o implica a degrada o do componente a inspeccionar As t cnicas de Ensaios N o Destrutivos visam analisar eventuais descontinuidades que podem ser consideradas como defeitos caso excedam as dimens es e formas definidas como rejeit veis pela especifica o c digo ou norma aplic vel Relativamente sua capacidade de detec o estes ensaios podem ser classificados do seguinte modo 81 gt Ensaios Volum tricos permitem avaliar todo o volume da pe a Radiografia e Ultra Sons gt Ensaios Subsuperficiais permitem avaliar parte da pe a Part culas Magn ticas gt Ensaios Superficiais Permitem avaliar apenas a superf cie da pe a l quido penetrantes 75 5 6 1 L quidos
87. ma o s Deforma o s de Taxa minima de fluencia dt de Taxa m nima de fluencia dt p j Tempo t E Tempo t si Figura 2 1 Curvas t picas de flu ncia de um material em condi es de carga Curva A e tens o curva B constantes 3 Estas curvas apresentam uma deforma o inicial go essencialmente el stica que praticamente instant nea resultante da aplica o da tens o Na figura 2 1 identificam se tr s zonas distintas na curva de flu ncia gt Flu ncia prim ria I caracterizada por apresentar valores de velocidade de deforma o e decrescentes ao longo do tempo at se obter uma taxa constante o que normalmente acontece num curto per odo de tempo 5 Existe o predom nio inerente a processos de endurecimento por deforma o que impede o movimento das desloca es FLU NCIA gt Flu ncia Secund ria II Devido ao equil brio existente entre os processos de endurecimento por deforma o e os processos de recupera o a velocidade de flu ncia pode considerar se praticamente constante O valor m dio da velocidade de flu ncia durante o per odo secund rio designa se normalmente por velocidade de flu ncia m nima que constitui um par metro importante para efeitos de projecto e usualmente expresso como tens o capaz de induzir uma velocidade de flu ncia de 0 0001 por hora ou 1 de deforma o em 10 horas A ten
88. ma de Ac as propriedades mec nicas de tens o de rotura ced ncia e dureza aumentam e a resist ncia ao impacto decresce Valores de revenido acima de Ac pioram o comportamento flu ncia deste a o 51 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTERISITICAS GERAIS 4 4 4 Propriedades de Flu ncia As propriedades de flu ncia dos a os est o sujeitas a varia es que est o normalmente relacionadas de um modo complexo com a composi o e microestrutura Os a os que no processo de fabrico s o desoxidados atrav s da utiliza o do alum nio apresentam normalmente pior comportamento flu ncia do que os desoxidados com sil cio Para al m de refinar o tamanho de gr o acelera a esferoidiza o dos carbonetos e a grafitiza o transforma o dos carbonetos em grafite frequente em a os n o ligados ou fracamente ligados sempre que s o sujeitos a altas temperaturas A fus o sob v cuo confere a estes a os uma melhoria substancial no comportamento flu ncia facilitando tamb m o fabrico dos mesmos provavelmente devido diminui o do n mero e tamanho das inclus es A fus o em v cuo permite tamb m um controlo mais rigoroso da composi o e consequentemente uma resposta mais uniforme ao tratamento t rmico As caracter sticas mec nicas superiores deste a o resultam essencialmente da adi o de elementos de liga como o Ni Cr e Mn e outros como o Mo V e Nb que t m uma grande afinidade para o C Existem outro
89. ma heterogeneidade no gr o como mostra a figura A l dos anexos Uma vez que a chapa foi produzida mediante 2 18 A az E processos de vazamento cont nuo estas segrega es s o consideradas como inevit veis 6 2 5 Ensaios de flu ncia uniaxiais Na tabela A 3 dos anexos encontram se os resultados destes ensaios que foram efectuados na chapa de 20 mm de espessura com tens es de 75 e 100 MPa para varia es de temperatura entre 625 e 700 C Relativamente aos ensaios realizados a temperatura constante estes foram executados s temperaturas de 600 e 625 C para uma gama de valores de tens o entre 80 e 160 MPa 6 3 Ensaios efectuados em juntas de soldadura Para a execu o das chapas e tubos de ensaio foram utilizados os processos de soldadura SER 111 SMAW TIG 141 GTAW e SAS 121 SAW Nas pe as de ensaio em chapa foram aplicados os processos de soldadura SER e SAS No tubo de 159x20 mm aplicaram se os processo de soldadura TIG e SER As juntas de soldadura foram submetidas aos seguintes ensaios gt Ensaios de trac o dobragem e impacto gt Ensaios n o destrutivos gt Ensaios de dureza 17 Na literatura Anglo sax nica refere se TEM Transmission Electron Microscopy 8 Na literatura Anglo sax nica refere se Continuous casting 82 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS gt An lise de microestrutura gt Ensaios de flu ncia uniaxiais gt Ensaios de flu ncia multiaxiais 6 3 1 Ensaios de
90. mente revestido com o material de adi o correspondente liga de n quel sendo posteriormente sujeito a tratamento t rmico Depois de efectuada esta opera o a soldadura de liga o efectuada novamente com o material de adi o constitu do por uma liga de n quel n o sendo agora necess rio efectuar tratamento t rmico Esta opera o efectuada de modo a evitar que o a o inoxid vel austen tico seja submetido a tratamento t rmico evitando se assim o fen meno de sensibiliza o Caso o a o inoxid vel austen tico esteja estabilizado ou possua baixo teor de carbono a soldadura pode ser efectuada sem necessidade de revestimento da superf cie ao qual se segue o tratamento t rmico respectivo 5 4 3 Tens es originadas por diferentes coeficientes de expans o t rmica A soldadura de dois materiais com coeficientes de expans o t rmica diferentes d origem a tens es na junta de soldadura que n o s o removidos na totalidade durante o tratamento t rmico Em servi o poder o surgir problemas devido fadiga t rmica provocada pelos arranques e paragens da instala o 5 5 Localiza o das falhas fissura o A degrada o de componentes por mecanismo de flu ncia manifesta se em locais onde os materiais apresentam condi es microestruturais por exemplo as soldaduras ou formas geom tricas suscept veis de desencadearem fen menos de concentra o de tens es As fissuras na soldadura s o usualmente agru
91. mita atingir a temperatura de ensaio em aproximadamente 60 segundos ASTM E150 Podem tamb m ser utilizados pir metros de radia o principalmente se a temperatura for superior a 100 C 9 ASTM E150 64 1981 Recommended Practice for Conducting Creep and Creep Rupture Tension Tests of Metallic Materials Under Conditions of Rapid Heating and Short Times Withdrawn 1984 23 FLU NCIA Figura 2 12 Forno para coloca o de pe as de ensaio 51 Os valores de alongamento s o registados atrav s do uso de extens metros mec nicos ou el ctricos Os extens metros mec nicos actuam no exterior do forno e est o fixos pe a de ensaio atrav s de bra os de fixa o de material cer mico Os extens metros el ctricos de resist ncia s o fixados mediante o uso de colas cer micas sendo utilizados para altas temperaturas De modo a evitar erros por falta de axialidade no carregamento devem ser colocados dois extens metros em lados opostos pe a de ensaio 2 5 1 Ensaios de flu ncia a tens o e for a constante Os ensaios de flu ncia podem ser efectuados mediante a aplica o de uma for a constante ou tens o constante No ensaio a tens o constante a for a aplicada progressivamente reduzida ao longo do tempo devido diminui o da sec o da pe a de ensaio Nos ensaios realizados a for a constante a deforma o superior uma vez que esta compensa o de for a associada redu o de
92. mparada com a deforma o no corpo do colector A evolu o microestrutural foi avaliada atrav s do recurso a r plicas metalogr ficas durante o decorrer dos ensaios Nas an lises efectuadas s 1000 horas de funcionamento n o foram detectados microvazios Ap s 2000 horas a tubuladura A apresentava um numero de microvazios superior Classe 4 comparado com a tubuladura B classe 2 20 n Zs o Na literatura Anglo Sax nica s o designados como creep pips 91 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS A maior parte dos danos de flu ncia estavam localizados no material depositado e ZTA correspondente zona da tubuladura Ap s 3500 horas a tubuladura A j apresentava fissura o vis vel classe 5 dando se a rotura s 3535 horas No caso da tubuladura B apenas foi encontrada degrada o de classe 4 ap s 4100 horas ocorrendo a rotura s 5563 horas Os dados referentes degrada o por flu ncia est o descritos na figura A 6 dos anexos 92 DISCUSS O 7 DISCUSS O Este trabalho teve como objectivo estudar a influ ncia que os processos de soldadura e tratamento t rmico t m nas caracter sticas mec nicas das juntas de soldadura e em particular no comportamento a alta temperatura Pretendeu se com esta an lise conhecer as causas e encontrar solu es que permitam a resolu o de problemas espec ficos no projecto e fabrica o de componentes para press es e temperaturas elevadas e g colectores de va
93. n M Bamberger M e Rosen A Microstructural changes during creep of high chromium steel Metallurgical and Materials Transations A Vol 26 1995 33 Evan R W e Wilshire B Creep of Metals and Alloys Institute of Metals 1985 34 Shamas M S Remanent life assessment of ferritic weld heat affected zones by metallographic measurement of cavited damage 1987 35 Burton B Time dependent solutions of the vacancy diffusion creep equations Philosophical Magazine Letters Vol 69 N 1 1994 36 Kitamura T Ohtani R Yamanaka T e Hattori Y Cavity growth in polycrystalline materials under grain boundary diffusion creep and transition from cavity to crack JSME International Journal Series A Vol 38 N 4 1995 37 Hull D e Rimmer D E Phil Mag 4 673 1959 38 Smith E e Barnby J T Metal Sci J 1 1 1967 39 Smith E e Barnby J T Metal Sci J 1 56 1967 40 Beere W e Speight M V Metal Sci J 12 272 1978 41 Eduard G H e Ashby M F Acta metal 27 1505 1979 103 BIBLIOGRAFIA 42 Needleman A e Rice J R Acta metal 28 1315 1980 43 Argon A S Chen I W e Lau C W Creep Fatigue Environment interaction Pelloux R M e Stoloff N S eds Met Soc AIME Wanrrendale Penn 46 1980 44 Hancock J W Metal Sci 10 319 1976 45 Dyson F Constraints on creep cavity growth Met Sci Vol 10 1976 46 Chen I W e Ar
94. namento de gr o provocado pelo ciclo t rmico da soldadura Este modo de fissura o designado por fissura o do Tipo IV gt Este modo de falha tem ocorrido em caldeiras com tempos de funcionamento compreendidos entre 20 000 e 40 000 horas 3 o que tem motivado alguma preocupa o De modo a optimizar o comportamento destes materiais flu ncia incidindo se principalmente em juntas soldadas foi elaborado este trabalho com o objectivo de averiguar a influ ncia que os processos de soldadura e par metros de tratamento t rmico t m no comportamento flu ncia deste material Foi efectuada uma pesquisa bibliogr fica sobre os temas considerados pertinentes para este estudo tendo como suporte a toda esta pesquisa dados experimentais resultantes de ensaios efectuados no a o P91 A estrutura deste trabalho est dividida nos seguintes cap tulos gt Flu ncia S o abordados os diferentes mecanismos de degrada o por flu ncia que podem existir para determinadas condi es de tens o e temperatura Designa o de acordo com as Normas Europeias A designa o P91 prov m das normas ASTM American Society for Testing and Materials Tamb m designada por alguns autores como ZAC Zona Afectada pelo Calor O aparecimento de fissura o na soldadura agrupado em quatro categorias mediante a sua localiza o INTRODU O A execu o de ensaios de flu ncia e equipamento utilizado tamb m refer
95. ndo se respectivamente gt Tratamento t rmico ap s soldadura a 750 C 1200 horas de funcionamento 96 DISCUSS O gt Tratamento t rmico ap s soldadura com normaliza o a 1050 C e revenido a 750 C 6500 horas de funcionamento Recorrendo s figuras A 4 e A 5 dos anexos pode verificar se que as deforma es foram sempre superiores na zona das tubuladuras uma vez que a espessura destas inferior espessura do colector A figura A 4 mostra os resultados das medi es efectuadas na parte lateral da tubuladuras cujos valores de deforma o s o superiores quando comparados com as medi es efectuadas na parte frontal da tubuladuras fig A 5 Isto veio demonstrar que a parte lateral das tubuladuras esteve sujeita a valores de tens o superiores sendo nesta zona do colector que surgiu a rotura Para ambas as tubuladuras sujeitas a par metros de tratamento t rmico diferentes a rotura teve origem na zona onde foram verificadas tens es superiores No entanto a partir da evolu o microestrutural e considerando um tempo de exposi o de 3500 h a degrada o microestrutural superior na tubuladura A evidenciando se mais esta diferen a na zona onde existiu refinamento de gr o Isto demonstra os benef cios existentes da aplica o do tratamento t rmico de normaliza o e revenido ap s soldadura tendo em considera o as condi es de tens o e temperatura em estudo 97 CONCLUS O 8 CONCLUS O
96. neeeceeeeceeeeeeeneeeeeeeeeeseeeeeaees 83 6 3 2 Ensaios nag destrutivo Sii eiee beiras seas LENA SINE Ti be NE eens 83 6 3 3 Microestrutura Fes d ts ses Se de a e ai be a a aa 83 6 3 4 Ensaios de QureZaviiescleesissasovisdeand fuse vic veers fey WES bees Mae vase veces Als AG as Da Mien nda 86 6 3 5 Ensaios de flu ncia Umiaxiais cccccccccesssseseesececccccusssseccccseeeeauuesesceceesseeeauensess 87 6 3 6 Ensaios de flu ncia multiaxiais 0 0 0 0 ccseseesccccccecccsssseeecccceeeeeeuseseeecceceseeeaaaneees 90 E DIRE E T E E ERA A E ER AARE AERA E E EE E cesdc OO Conclus o si E AEA EEEE A AA EE AA AEN DO er OA T iE asian Cidia nda CU lida idas can edl0 ANEXO Aclinat Soa ads seo RS ao Saio onna aan a Sinos das donas EAR das posa aE 108 Dados experimentais tabelas usiuisasicicicaainacidttiniiniaa cities cataticiiaisaastiaieiica tais LOS ANEXO BD ri paca Ra E SC E Ca E gy anaes oes 115 Dados experimentais figurras ccsccssocsssssosssssssssscossscsssssssssssscsccssssssssssssssscsssssesssssssssccees LIS VI NDICE DE FIGURAS Figura 2 1 Curvas t picas de flu ncia de um material em condi es de carga Curva A e tens o curva B constantes nenns vtaeteeby cbs ousadas eet 003 TA Sessa aslo nara Cais di oe ss nina asi stat oe ee 5 Figura 2 2 Flu ncia por difus o Sentido correspondente ao fluxo dos tomos e lacunas 10 Figura 2 3 Mapa de deforma o do n quel com um tama
97. nente foi monitorizado durante o ensaio do seguinte modo Coloca o de termopares no corpo do colector e tubuladuras Coloca o de pinos de flu ncia no corpo do colector e tubuladuras de modo a determinar altera es dimensionais de di metro Pequenos furos espa ados de 50 mm no colector e tubuladuras para medi o de deforma es localizadas O objectivo inicial definido para este ensaio era obter se para uma temperatura de 600 C uma tens o constante de 120 MPa Para que isto suceda foi determinado atrav s de c lculo que era necess rio submeter o colector a uma press o interna igual a 153 bar Na junta A que recebeu tratamento t rmico convencional ap s soldadura a rotura deu se ao fim de 3535 h para as condi es de ensaio de 600 C e 153 bar A junta B que esteve sujeita a um tratamento t rmico de normaliza o e revenido entrou em rotura ao fim de 5563 h Em ambos os casos a rotura esteve localizada na zona lateral da tubuladura Os valores correspondentes s medi es de deforma o di metro no corpo do colector e tubuladuras est o referenciados nas figuras A 4 e A 5 Destes resultados pode verificar se que deforma o apresenta valores superiores nas sec es das tubuladuras e at s 3500 h momento em que a tubuladura B teve a rotura os valores de deforma o entre ambas s o semelhantes deforma o nas tubuladuras em m dia duas vezes superior quando co
98. nho m dio de gr o de 0 1 mm 13 13 Figura 2 4 Pormenor dos mecanismos de nuclea o de microvazios a nos pontos triplos e b nas interfaces dos precipitados ou part culas com os limites de gr o 14 Figura 2 5 Processo de crescimento de microvazios controlado por difus o intergranular 19 16 Figura 2 6 Processo de crescimento de microvazios controlado por difus o superficial 19 16 Figura 2 7 Mecanismo de crescimento de microvazios controlado por lei de pot ncia 19 18 Figura 2 8 Mecanismo de crescimento de microvazios com constrangimento geom trico 48 19 Figura 2 9 Rela o da curva de flu ncia com a degrada o microestrutural 50 21 Figura 2 10 Rela o entre as classes de degrada o por flu ncia e a frac o de vida consumida TU BE NPES PoE JS RD Rn RORDE RS RARE DRE ES RD RP RUC snes oo BRR E a RU ata aad mec ages aaa 22 Figura 2 11 Equipamento utilizado para ensaios de flu ncia 51 23 Figura 2 12 Forno para coloca o de pe as de ensaio 51 seeeeeesssssseerreeessse 24 Figura 2 13 Curva t pica obtida num ensaio de rotura por flu ncia para um a o austen tico de baixo carbono oA E EA ilisda nin lado E EEE ES SL EA E ae Ras 25 Figura 2 14 Rela o entre o tempo de rotura e a temperatura para as tens es o e 62 segundo Larson Miller 5 2 i csciccosescssconsaeivcaressancocts
99. normaliza o e revenido efectuados antes da 89 soldadura Tens o 100 MPa DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS Na figura 6 8 est o representados os tempos de rotura para diferentes par metros de tratamento t rmico de normaliza o e revenido efectuados no material base antes da soldadura Para um tempo de rotura igual a 10 h de acordo com as equa es do gr fico s o obtidos os seguintes valores de temperatura m xima de utiliza o Normaliza o a 1080 C e revenido a 780 C 549 8 C Normaliza o a 1080 C e revenido a 750 C 563 5 C Normaliza o a 1050 C e revenido a 750 C 560 3 C Normaliza o a 1050 C e revenido a 650 C 563 2 C Normaliza o a 1050 C e revenido a 600 C 572 2 C 6 3 6 Ensaios de flu ncia multiaxiais Para este ensaio foi utilizado um colector com duas tubuladuras como mostra a figura 6 9 Cada uma das tubuladuras esteve sujeita a tratamentos t rmicos diferentes ap s soldadura A tubuladura A foi submetida a um tratamento t rmico ap s soldadura de 750 C e a tubuladura B foi sujeita a um tratamento t rmico de normaliza o e revenido TUBULADURA A TUBULADURA B TRATAMENTO T RMICO TRATAMENTO T RMICO 750 C IHORA 1050 C IHORA 750 C 1 HORA ZONA LATERAL Figura 6 9 Esquema do colector utilizado nos ensaios multiaxiais efectuados em 2 tubuladuras T 600 C e P 153 bar 90 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS Este compo
100. nte e vis vel O processo radiogr fico est dependente da quantidade de massa representada pelo metal a qual se encontra associada espessura e tipo de a o da tubagem e da energia da fonte de radia o Neste ensaio podem ser utilizados dois tipos de fontes de radia o gt Fontes de radia o X Uma radia o X resulta do impacto de electr es animados de uma determinada energia cin tica contra um alvo met lico A produ o de raios X pode ser definida como sendo de baixa ou alta energia As radia es de baixa energia s o aquelas cujo valor inferior 400 Kev Kilo electr es volt gt Fontes de radia o y A radia o y tem origem no n cleo de certos elementos radiactivos e prov em da desintegra o espont nea desses n cleos at micos No quadro da tabela 5 1 est o representados alguns is topos utilizados neste tipo de ensaio radiogr fico Is topos Cobalto 60 Ir dio 192 T lio Per odo de meia vida 5 3 Anos 74 dias 129 dias Aplica o 50 a 150mm 10 a 100mm 2a 12 mm Tabela 5 2 Fontes de radia o gama para os is topos utilizados 13 No caso da radiografia s o emitidos raios X de energia menor ou igual a 400 KeV No caso da gamografia s o emitidos is topos radioactivos 14 Um filme de gr o grosso utilizado para reduzir o tempo de exposi o enquanto que um filme de gr o fino proporciona melhor defini o 15 Per odo de meia vida A forma mais
101. nto maior for a pureza dos materiais a recristaliza o mais acentuada nestes casos reduzindo se no caso de materiais fortemente ligados e com uma dispers o de part culas est veis 12 FLU NCIA 2 2 5 Mapas de deforma o Estes mapas denominados por Mapas de Ashby 13 correspondem a um m todo de representa o das regi es de temperatura e tens o onde est o definidos os mecanismos de flu ncia dominantes As coordenadas T G e T T s o usadas para facilitar compara es entre diferentes materiais figura 2 3 As linhas a tra o fino identificam locais com velocidade de deforma o constante Normalmente estes mapas de deforma o apresentam tr s dom nios principais correspondentes aos mecanismos anteriormente referidos escorregamento de desloca es flu ncia devida a escorregamento e trepa de desloca es e deforma o por difus o Para tens es mais baixas a deforma o controlada por fen menos de difus o que poder ocorrer no interior dos gr os flu ncia de Nabarro Herring ou estar confinada aos limites de gr o flu ncia de Coble Para n veis interm dios de tens o a deforma o controlada por escorregamento e trepa de desloca es Quando as tens es s o elevadas a deforma o ocorre devido ao escorregamento de desloca es Temperatura C 200 O 200 400 60 800 1000 1200 1400 Tens o corte ideal N QUEL PURO d 0 1 mm Reeristalizac iio Tens o Normalizada t G Tens o T
102. ntra o de tens es cr tica dada por 28 2 6 gue 2 13 ml v Tens o Nominal Tens o calculada com base na sec o transversal real de um provete sem tomar em considera o as descontinuidades do material 14 FLU NCIA onde y a energia superficial G o m dulo de distor o d a dist ncia do empilhamento de desloca es e v a raz o de Poisson O crescimento de microvazios em regime de flu ncia varia de acordo com a temperatura estado de tens o velocidade de deforma o e distribui o dos microvazios Este crescimento pode ocorrer livremente ou em condi es de constrangimento 29 a 32 dando origem a situa es onde os microvazios est o presentes em todos os limites de gr o ou quando os microvazios se encontram apenas em alguns limites de gr o Quando os microvazios se desenvolvem de modo uniforme ao longo dos limites de gr o podem crescer livremente at fractura sendo o mesmo controlado por difus o nos limites de gr o 33 Contrariamente se o crescimento dos microvazios intergranulares se desenvolve de modo heterog neo em fun o da inclina o dos limites de gr o relativamente ao eixo da tens o e da estrutura dos mesmos ocorre um crescimento constrangido Shamas 34 refere tr s tipos de crescimento de microvazios crescimento controlado por difus o crescimento pl stico ou cont nuo e crescimento geometricamente constrangido 2 3 1 Crescimento de microvazios c
103. o 64 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 G s de protec o Material de Adi o El ctrodo de Tungst nio Figura 5 7 Processo de soldadura TIG 71 Outra fun o do arco el ctrico a limpeza da superf cie do banho de fus o e do material base adjacente de xidos superficiais n o sendo portanto necess rio a utiliza o de fluxo O g s de protec o deve ser inerte para que n o exista contamina o do el ctrodo de tungst nio Dada a natureza do processo existem perdas reduzidas de elementos de liga As perdas mais acentuadas relacionam se com o teor de C que pode ser 0 01 a 0 02 mais baixo no material depositado que no fio consum vel 69 No caso do P91 para al m do g s de protec o inerente ao processo TIG feita a protec o da raiz da soldadura igualmente com g s inerte Esta protec o mantida at estarem conclu dos os tr s primeiros passes da junta de soldadura de modo a proteg la da contamina o do ar atmosf rico Figura 5 8 Equipamento t pico resistente a alta temperatura utilizado na protec o da raiz 72 5 3 3 Processo de soldadura MIG MAG No processo de soldadura MIG MAG utilizado um fio el ctrodo consum vel de alimenta o cont nua na extremidade da qual estabelecido um arco el ctrico O el ctrodo o arco el ctrico a 65 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 zona fundida e o material base s o protegidos da contamina o atmosf rica atra
104. o tamanho de gr o da junta mais homog neo O tratamento t rmico de normaliza o com valores acima de Ac3 vai permitir a dissolu o na matriz austen tica de todos os precipitados O arrefecimento r pido caracter stico deste tratamento vai fazer com que toda a junta de soldadura fique com uma estrutura totalmente martens tica ap s arrefecimento A aplica o do tratamento t rmico de revenido ap s normaliza o vai permitir o aparecimento de precipitados na matriz martens tica Com a aplica o de um tratamento de normaliza o e revenido os valores de dureza apresentam uma menor variabilidade na junta de soldadura como se pode observar na tabela A 4 dos anexos Esta menor varia o deve se ao facto de o tratamento t rmico de normaliza o permitir a dissolu o completa dos precipitados que n o foram dissolvidos durante a opera o de soldadura Efectuando se uma compara o entre os ensaios de flu ncia realizados em juntas soldadas e material de base evidente a diferen a de tempos de rotura para ambas as situa es Para as condi es de tens o igual a 80 MPa e temperatura de 600 C a junta de soldadura teve um tempo de rotura inferior em cerca de 10 vezes quando comparada com o tempo de rotura do material base Relativamente aos resultados dos ensaios de flu ncia uniaxiais foi poss vel constatar duas situa es distintas 94 DISCUSS O gt Para os ensaios realizados no intervalo de tens
105. o uma vez que a aplica o do processo de soldadura por arco submerso traz vantagens acrescidas devido sua taxa de deposi o ser superior quando comparada com os outros processos SER e TIG Ap s soldadura definido pelos c digos e normas aplic veis a componentes sob press o a aplica o de um tratamento t rmico cujas temperaturas de patamar est o compreendidas entre os 740 C e os 780 C Esta varia o de par metros de temperatura n o se traduziu em altera es significativas do tempo de rotura A varia o do valor dos par metros de temperatura do tratamento de normaliza o e revenido efectuado antes da soldadura no material base n o se traduz em altera es significativas nos tempos de rotura 98 CONCLUS O Apenas a junta de soldadura submetida a um tratamento t rmico de normaliza o e revenido de 1050 C e 600 C deu origem a tempos de rotura ligeiramente superiores Este tratamento t rmico efectuado antes da soldadura normalmente aplicado pelo fabricante do a o n o estando contemplada a utiliza o de valores de temperatura de revenido ap s normaliza o de 600 C Com a possibilidade de aplica o deste tratamento a probabilidade de aparecimento de fissura o durante a soldadura seria superior uma vez que a dureza do a o rondaria os 350HV10 Para al m dos riscos inerentes soldadura todos os componentes cujo material base esteja nestas condi es teriam obrigatoriamente de s
106. o de soldadura uma vez que a sua presen a favorece o aparecimento de fissura o a frio Esta opera o consiste numa primeira fase reduzir a temperatura da junta de soldadura a um valor que permita a transforma o total da austenite em martensite correspondendo este valor a cerca de 100 C Ap s garantir esta transforma o a junta de soldadura submetida a uma temperatura superior aplicada durante o pr aquecimento com o objectivo de aumentar a difusibilidade do hidrog nio da soldadura tendo em vista a sua liberta o Esta temperatura vai corresponder a cerca de 300 C e o tempo de aplica o est directamente relacionado com a espessura da pe a No caso de serem utilizados processos de soldadura que introduzam teores reduzidos de hidrog nio esta opera o pode ser minimizado ou mesmo eliminada 60 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 5 2 3 Temperatura de interpasses A temperatura de interpasses est normalmente inserida na gama de temperaturas compreendida entre 300 C e 350 C A temperatura de interpasses permite que a junta de soldadura arrefe a abaixo do in cio da linha de transforma o da austenite em martensite permitindo assim que parte da martensite j transformada sofra algum tratamento t rmico proporcionado pelos passes subsequentes A limita o da temperatura de interpasses vai baixar a probabilidade de exist ncia de fissura o a quente devido s percentagens de sil cio e ni bio existente
107. o lado ao serem utilizados valores de temperatura de pr aquecimento inferiores s o obtidas redu es de consumo de energia Pode concluir se que nem uma temperatura muita elevada de pr aquecimento favor vel nem uma temperatura muito baixa devido forma o de um teor elevado de martensite No caso de a os com 0 2 de C para reduzir a probabilidade de aparecimento fissura o existe uma regra que consiste em evitar que a m xima tens o na soldadura n o exceda os 1000 MPa 300 350 HV Para este a o deve ser considerada uma temperatura de pr aquecimento correspondente a 70 Tp Ms 90 10 C 5 4 Segundo a equa o 5 4 considerado o limite inferior Ms 100 C de acordo com a figura 5 2 o a o vai conter 80 de martensite com valor de tens o igual a 1100 MPa e alongamento correspondente a 30 59 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 Concluindo necess rio o conhecimento da composi o qu mica do a o a soldar de modo a ser poss vel o c lculo do valor de Ms que vai estar relacionado com a temperatura de pr aquecimento a aplicar Temperatura abaixo de Ms M T F Ms 100 Me 200 Ms 300 400 Ms 50 Ms 100 Ms A 50 Ms 200 Temperatura abaixo de Ms Ms T C Figura 5 2 Percentagem de martensite alongamento e tens o para o a o X10 CrMoVNb9 1 70 5 2 2 P s Aquecimento O objectivo do p s aquecimento reduzir o teor de hidrog nio introduzido na opera
108. o seu uso deve se decomposi o dos carbonetos de ferro para temperaturas superiores a 500 C A solu o encontrada para ambos os problemas consistiu na adi o de Cr mio que combinado com o molibd nio veio permitir a utiliza o de temperaturas de vapor acima dos 500 C Os a os Cr Mo com maior utiliza o s o o 13CrMo4 5 T P11 e o 10CrMo9 10 T P22 a sua resist ncia flu ncia superior dos a os apenas com adi o de Mo uma vez que para al m do teor superior de Mo os a os Cr Mo formam carbonetos que s o est veis acima de 500 C Por sua vez o cr mio vai tamb m conferir um aumento da resist ncia oxida o do a o Os a os 7CrMoVTiB10 10 T P24 e T P23 s o materiais com uma microestrutura semelhante ao T P22 mas as suas caracter sticas mec nicas s o superiores devido adi o de outros elementos de liga como o tit nio van dio e boro 59 Estes a os s o largamente utilizados em componentes sob press o nomeadamente nas zonas de menor temperatura correspondentes aos sobreaquecedores 7 Segundo ASTM designa se T como Tube e P Piping 39 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO COMPOSI O QU MICA Cr Mo W V Nb Ti B 13Cr Mo4 5 T P11 10CrMo9 10 TIP 22 0 0005 0 006 0 0015 7CrMoVTiB10 10 T P 24 0 007 Tabela 3 3 Composi o qu mica de a os Cr Mo 60 3 4 4 A os 9 12 Cr mio Com o aum
109. on Heating Resisting Materials U S A 1991 3 Evans H E Mechanisms of Creep Fracture Elsevier Applied Science Publishers London and New York 1984 4 Webster G A amp Ainsworth R A High Temperature Component life Assessment Chapman amp Hal 1993 5 U Martin U Miihle e H Oettel Computational Materials Science 9 92 98 1997 6 Orowan E Proc Phys Soc 52 8 1940 7 Argon A S Scripta Met 4 1001 1970 8 Fortes M A amp Rosa M E Acta Met 32 663 1984 9 Mukherjee A K Bird J E e Dorn J E Trans ASM 62 155 1969 10 Robinson S L e Sherby O D Acta Met 17 109 1969 11 Ballufi R W Phys Stat Sol 42 11 1970 12 Vandervoort R R Metall Trans 1 857 1970 13 Nabarro F amp Villiers H The Physics of Creep Tayler amp Francis 1995 14 Ball A e Hutchison M Met Sci J 3 1 1969 101 BIBLIOGRAFIA 15 Harper A Structural processes in Creep p 56 The Iron and Steel Institute London 1994 16 Yavari P e Langdon T G Acta Metall 5 654 1982 17 Endo T Shimada T e Langdon T G 1984 Acta Metall 32 1991 18 Viswanathan R Damage Mechanisms and Life Assessment of High Temperature Components ASM International 1989 19 Coutney T H Mechanical Behaviour of Materials McGraw Hill Publishing Company 1990 20 Dyson B F e Mc Lean D Acta Metall 31 17 19
110. ontrolado por difus o Consiste na difus o de lacunas geradas nos limites de gr o 35 a 43 em direc o ao interior dos microvazios O modo de crescimento dos microvazios est limitado pelo trajecto difusivo das lacunas at ao microvazio Assim o crescimento poder ser controlado por difus o intergranular fig 2 5 ou por difus o superficial No crescimento controlado exclusivamente pela difus o intergranular a mat ria difunde se do microvazio para o limite do gr o permitindo o seu crescimento Se a difus o superficial for r pida a mat ria distribui se rapidamente dentro do microvazio permitindo que o mesmo mantenha uma forma aproximadamente esf rica fig 2 5 Se a difus o intergranular come ar a ser maior que a difus o superficial o microvazio tender a apresentar uma forma el ptica fig 2 6 15 FLU NCIA A x e superficial Difus o intergranular Figura 2 5 Processo de crescimento de microvazios controlado por difus o intergranular 19 Difus o intergranular Figura 2 6 Processo de crescimento de microvazios controlado por difus o superficial 19 16 FLU NCIA O que permite o transporte das lacunas ao longo dos limites de gr o a presen a de gradientes locais de tens o provocados durante a flu ncia A lacuna difunde se para o microvazio e na superf cie interior deste difunde se para um ponto com potencial qu mico m nimo Os modelos de previs o da velocidad
111. orma o corresponde a cerca de 100 C dependendo do tamanho de gr o inicial da austenite Estes a os s o em regra normalizados a temperaturas compreendidas entre os 1040 C e os 1100 C possibilitando a dissolu o da maioria dos carbonetos sem um crescimento exagerado do tamanho de gr o Posteriormente executado um revenido entre os 750 C e os 780 C com patamar de 1 hora por cada 25 mm de espessura possibilitando a precipita o de carbonetos de um modo homog neo na estrutura martens tica Os precipitados principais correspondem ao M23C6 NbC e V4C3 embora tamb m possam ocorrer part culas de VN 50 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTER STICAS GERAIS Na figura 4 4 est representada a varia o das propriedades mec nicas para diferentes temperaturas de revenido a qual varia entre 650 C e 850 C considerando 1 hora de patamar Op e Os Charpy V HB N mm2 60 1050 C Joule a 250 350 200 300 800 1504 250 600 1004 200 400 504 150 Charpy V 200 0 100 650 675 700 725 750 775 800 825 850 Temperatura de Revenido C Figura 4 4 Efeito da temperatura de revenido nas propriedades do a o X10CrMoVNb9 1 64 A figura 4 4 mostra um decr scimo na tens o de ced ncia 60 2 tens o de rotura Or e dureza HB com o acr scimo da temperatura de revenido Em contrapartida o valor correspondente energia absorvida no ensaio de impacto Charpy V aumenta Para temperaturas aci
112. ory SAS Soldadura por Arco Submerso SAW Submerged Arc Welding SER Soldadura por El ctrodo Revestido SMAW Shielded Metal Arc Welding TEM Transmission Electron Microscopy TIG Tungsten Inert Gas ZTA Zona Termicamente Afectada Caracteres Romanos A Constante adimensional da equa o 2 11 A Constante adimensional da equa o 2 5 Ac Temperatura de inicio da transforma o intercr tica C Ac3 Temperatura de inicio da transforma o em austenite C a Area da sec o recta do n cleo da desloca o m XI B Coeficiente da lei de potencia da flu ncia b Vector de Burgers m C Constante da equa o de Larson Miller D Coeficiente de difus o m s d Tamanho de gr o m Do Coeficiente de difus o caracter stico do material m s d Distancia do empilhamento de desloca es m D Coeficiente de difus o atrav s do limite de gr o m s Der Coeficiente de difus o efectiva m s Di Coeficiente de difus o no interior dos gr os m s Dn Coeficiente de difus o atrav s do n cleo das desloca es m s D Coeficiente de difus o na rede m s E Faceta dos limites de gr o com microvazios um F For a por unidade de comprimento N m fh Frac o da rea limite ocupada por microvazios G M dulo de elasticidade transversal GPa h Distancia de escorregamento m
113. os em centrais termoel ctricas 37 3 4 1 A os Carbono Mangan s C Mn asas te netiicnds at fans falido sas ends ess nte 38 3 4 2 A os com adi o de MohDASNIO 3 2 lt saysccuas amas aa BS eeues 38 3 4 3 A os Cr mio Molibd nio Cr Mo cceccccccccsesesssseeccceeeeeeessseneacceeeeseeeneseaeaees 39 3 4 4 A os 9 12 CLOMIO Sr nen a nada hae oR ban Gls GEA MIA Cata 40 Avalia o da Vida Restante AVR cccccccccssssssssnceceeeeeessesssseeacceeseseeencssseaaeceeeeees 42 Caracter sticas do a o X10CrMoVNb9 1 scsssccssssccsssccccsscccssscccsssccssssccssssessessccssseeees 44 Algumas considera es hist ricas spas anamnese ana s esdundcoea DURA aan Aa DAMA Rana 44 Vantagens do uso do a o X10CrMoVND9 1 eee 45 Processos de TABACO Ai ni ie A a E a 47 Propriedades relacionadas com o X10CrMoVND9 1 48 4 4 1 Composi o QUIMICA assine tel ae nana cing a Rehan Sad 48 4 4 2 Propriedades f sicas e MECANICAS isa ROS ade Ss GU a as eoneeees 48 4 4 3 Mi r estrut ra z efn nnn naa RE INES TR RR eee 49 4 4 4 Propriedades de Flu ncia sssstusiaresiaiiasiieada cerris ga douta estadas Tea Matta 52 Evolu o Microestrutural no a o X10CrMoVND9 1 53 Soldadura do a o XIOCrFMOVNDY 1 ccccssscccssscsscscsccsccssscsscccssscsecscssscesesssssssssesssseees 55 Material de Adi o niesna an Ras rs ad ll UE sana OEA SRE 55 Ciclo t rmico associa
114. owncomers Os tubos que fazem o percurso inverso designam se por risers Existem situa es de varia o abrupta da carga t rmica dos gases em que a circula o correspondente ao caudal m ssico da gua n o compat vel com o caudal ou calor dos gases que passa entre os tubos podendo originar sobreaquecimento de vapor no evaporador Para contrariar este efeito adicionado a este sistema Evaporador Barrilete uma bomba de circula o para que seja obtido num curto espa o de tempo uma compensa o do caudal de gua de modo a manter a mistura gua vapor com o t tulo desejado A rea de permuta instalada dever manter uma rela o entre a efici ncia do permutador e a temperatura dos gases da caldeira garantindo que a temperatura dos gases sa da do evaporador 34 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO seja superior temperatura de satura o da gua designando se este diferencial de temperaturas por Pinch Point 3 3 2 Economizadores Os economizadores est o instalados a jusante do evaporador tendo como referencial o fluxo de gases quentes quando ainda poss vel recuperar calor dos gases aumentando o rendimento da caldeira atrav s da redu o do valor da temperatura dos gases provenientes do ciclo de Brayton Relativamente ao sistema de gua o economizador trabalha na zona de l quido subarrefecido absorvendo calor dos gases com a fun o de elevar a temperatura da gua desde a sa
115. padas em quatro categorias I a IV 75 E Chee Aa RE a a Zan S A E sa P S RS oy Sit am V k MATERIAL BASE MATERIAL DEPOSITADO Figura 5 12 Localiza o dos tipos I a IV mais frequentes de fissuras poss veis de encontrar em liga es soldadas 70 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 5 5 1 Fissuracao tipo I e H As fissuras do tipo I ocorrem no material fundido com desenvolvimento longitudinal e ou transversal ao cordao de soldadura As fissuras do tipo II s o semelhantes s do tipo I com crescimento posterior e propaga o para a ZTA ou mesmo para o material base Em ambos os casos estas fissuras nucleiam se durante o tratamento t rmico ap s soldadura e n o durante o servi o Poder o ser resultantes de um processo de fissura o a quente 5 5 2 Fissura o do Tipo II Nucleiam se na zona de gr o coalescido da ZTA em que a sua propaga o pode ter a direc o da ZTA ou material base Este tipo de fissura o gera se durante o tratamento t rmico efectuado ap s soldadura sendo fomentada pelos elementos de liga ex V Cr e Mo utilizados para melhorar a resist ncia flu ncia do material e pela presen a de elementos residuais que s o respons veis pela redu o da ductilidade do material 5 5 3 Fissura o do tipo IV Este tipo de fissura o desencadeia se na zona de transi o da ZTA para o material base surgindo na zona onde existiu refinamento de gr o
116. peratura 60 49 Figura 4 3 Diagrama de arrefecimento cont nuo do a o X10CrMOVND9 1 64 50 Figura 4 4 Efeito da temperatura de revenido nas propriedades do a o X10CrMoVNb9 1 64 51 Figura 4 5 Resist ncia flu ncia para 10 000 e 100 000 horas de servi o 61 53 Figura 5 1 Ciclo t rmico correspondente soldadura do X10CrMoVNb9 1 62 57 Figura 5 2 Percentagem de martensite alongamento e tens o para o a o X10 CrMoVNb9 1 70 PADRE RAR R IND DRI O NM ER AE DRE need ERES RENA PAR RSA ERR E RO ERR NR 60 Figura 5 3 Influ ncia da temperatura e tempo de patamar nos valores de energia absorvida no nsdio de MUNA CTD cag octane cates iiine SS SA Da Sa 62 Figura 5 4 Influ ncia da temperatura e tempo de patamar nos valores de dureza 62 Figura 5 5 Tratamento t rmico de equipamentos sob press o Alstom Portugal F brica de Set bal a tratamento t rmico local e b tratamento t rmico em forno fechado 63 Figura 5 6 Soldadura pelo processo de el ctrodos revestidos 71 64 Figura 5 7 Processo de soldadura TIG 71 saainssineastaadisisisanag ass patas hand Rag aa ia ads ii cada ai o sacseudaaase 65 Figura 5 8 Equipamento t pico resistente a alta temperatura utilizado na protec o da raiz 772 65 Figura 5 9 Processo de soldadura MIG MAG 71 ccccccccssssssss
117. por sobreaquecido e tubos associados A recolha de dados relativa aos ensaios de trac o e ensaios de impacto realizados no material base e juntas de soldadura permitiram evidenciar que em ambas as situa es os valores obtidos estavam de acordo com os requisitos ASTM ASME e Normas Europeias Tendo em considera o a an lise de composi o qu mica efectuada ao material de base esta estava igualmente em conformidade com o definido pelos requisitos ASTM ASME e Normas Europeias As an lises efectuadas microestrutura do material base evidenciaram a exist ncia de uma estrutura martens tica com distribui o de precipitados na matriz que corresponde ao expect vel para este tipo de a o No caso das juntas de soldadura a microestrutura existente deve se ao ciclo t rmico proveniente da soldadura e tratamentos t rmicos aplicados posteriormente Para este caso foi poss vel identificar duas situa es distintas gt Juntas de soldadura com tratamento t rmico compreendido entre os 725 e 780 C Nesta situa o foi poss vel identificar na ZTA uma zona de gr o coalescido na linha de fus o que corresponde zona que atingiu temperaturas acima de Acs Este valores de temperatura foram suficientes para que existisse a dissolu o completa dos precipitados na matriz austen tica permitindo assim a coalesc ncia do gr o austen tico Conjuntamente com o material de adi o esta corresponde zona ap s soldadura onde s o reg
118. ra feita a compara o entre os diversos valores utilizados com o intuito de averiguar a sua influ ncia nos tempos de rotura flu ncia Os valores do gr fico da figura 6 7 foram retirados da tabela A 6 Considerando um tempo de rotura igual a 10 horas de acordo com as equa es do gr fico as temperaturas m ximas admiss veis para uma tens o de 100 MPa s o as seguintes 88 655 650 645 640 635 630 625 Temperatura C 620 615 610 605 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS J 1050 750 C l 750 C 775 C 725 C J y 11 757Ln x 716 64 y 12 264Ln x 701 48 y 11 251Ln x 696 8 y 12 113Ln x 700 85 10 100 1000 10000 Tempo h Figura 6 7 Tempo de rotura para diferentes temperatura de patamar de tratamento t rmico ap s soldadura Tens o 100 MPa Normaliza o a 1050 C e revenido a 750 C 581 C Tratamento t rmico a 775 C 567 C Tratamento t rmico a 750 C 560 C Tratamento t rmico a 725 C 561 C 655 650 645 640 635 630 625 620 615 610 605 Temperatura h J 1050 650 C 1050 600 C 1080 750 C 1 y 10 692Ln x 695 31 4 10504750 C y 12 545Ln x 707 61 1080 780 C y 11 782Ln x 699 14 y 12 264Ln x 701 48 y 13 475Ln x 704 89 10 100 1000 10000 Tempo h Figura 6 8 Tempo de rotura considerando diferentes temperaturas de
119. resist ncia flu ncia efectuados 21 FLU NCIA O Ensaios efectuados 1 N o degradado 2 Microvazios isolados 3 Microvazios alinhados 4 Microvazios ligados 5 Macrofissuras Classe de degrada o 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 Frac o de vida consumida Figura 2 10 Rela o entre as classes de degrada o por flu ncia e a frac o de vida consumida 50 22 FLU NCIA 2 5 Ensaios de flu ncia Decorria o ano de 1910 quando Andrade desenvolveu as primeiras experi ncias no que corresponde ao comportamento flu ncia dos materiais O equipamento de ensaio consiste numa balan a est tica com uma coluna de pesos calibrados como mostra a figura 2 11 Figura 2 11 Equipamento utilizado para ensaios de flu ncia 51 As pe as utilizadas nos ensaios de flu ncia podem ter sec o circular ou rectangular com geometrias semelhantes s utilizadas nos ensaios de trac o Durante o ensaio s o registados os valores de alongamento da pe a de ensaio em fun o do tempo recorrendo se para o efeito a extens metros mec nicos ou el ctricos A pe a de ensaio colocada num forno controlado por termopares figura 2 12 de modo a permitir a manuten o de uma temperatura constante sendo igualmente submetida a uma for a ou tens o constante durante um per odo de tempo que usualmente pode estar compreendido entre um m s e um ano A pe a de teste aquecida uniformemente a uma velocidade que per
120. reza HV 10 na soldadura da chapa ap s tratamento t rmico 112 113 ANEXOS Tratamento o t rmico antes depois da Processo Provete dasoldadura lt oldadura T Localiza o aaea a o et ian 610 1528 22 296 GFZTA SER iA El 3 620 952 25 29 7 GFZTA 750 635 191 3 29 GFZTA 650 722 32 335 GFZTA ro 620 952 22 29 6 GFZTA SER E EE 5 620 688 25 29 7 GFZTA a 635 1951 3 29 GFZTA 650 75 32 335 GFZTA 620 10561 28 26 GFZTA 1050 635 157 4 43 GFZTA SER 1C e 1 775 1 635 176 4 36 GFZTA 750 650 114 4 42 GFZTA 650 67 4 39 GFZTA 610 9156 22 29 6 GFZTA ER i are o 620 3558 25 29 7 GEZTA oe gt 50 635 9751 3 29 GFZTA 650 305 32 335 GFZTA 1050 620 1055 25 29 GFZTA TIG 2A e 1 750 2 635 224 29 174 GFZTA 750 650 87 9 5 39 GFZTA 1050 620 1036 2 1 28 8 GFZTA TIG 2B e 1 725 2 635 188 23 32 GFZTA 750 650 85 7 42 423 GFZTA 1050 620 794 29 32 7 GFZTA TIG 2C e 1 775 1 635 226 33 19 3 GFZTA 750 650 60 41 422 GFZTA en 610 15171 2 21 GFZTA SER nn i ui 620 1132 27 32 GFZTA 635 2051 3 23 GFZTA 650 68 25 26 GFZTA Es 610 1181 3 32 GFZTA re BA 0 r 620 562 25 30 GFZTA ae 635 145 35 33 GFZTA 650 68 4 35 GFZTA 610 29791 3 32 GFZTA EEE o 750 2
121. rmoel ctrica aumentar o valor da temperatura de vapor necess rio para a produ o de energia el ctrica A fadiga t rmica originada por frequentes arranques e paragens das centrais termoel ctricas imp e algumas dificuldades ao funcionamento de uma caldeira nomeadamente nas zonas onde existem componentes com espessuras elevadas As varia es c clicas de funcionamento da caldeira v o provocar varia es de temperatura no vapor que por sua vez v o implicar que nas zonas correspondentes a componentes de maior espessura o diferencial de temperatura seja superior Se este diferencial de temperatura for demasiado elevado e tiver repetibilidade ao longo do tempo pode originar o aparecimento de fissura o resultante de fadiga t rmica Na figura 4 1 verifica se que relativamente ao a o 10CrMo9 10 P22 para as condi es de temperatura e press o de 280 bar e 550 C poss vel uma redu o de espessura de 54 62 Esta redu o de espessura vai minimizar o aparecimento de fadiga t rmica uma vez que o gradiente de temperaturas mais reduzido nestes casos 63 Estes novos a os com 9 de cr mio possuem resist ncia similar aos a os inoxid veis austen ticos apresentando relativamente a estes as seguintes vantagens gt Custo inferior gt Coeficiente de expans o t rmica inferior gt Condutibilidade t rmica superior 45 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTER SITICAS GERAIS Relativamente ao a o 1
122. s o que produz uma velocidade de flu ncia de 0 00001 por hora ou 1 em 10 horas 2 O primeiro tipo de representa o o mais adequado para componentes de turbinas de avi es e o segundo para componentes de turbinas de vapor gt Flu ncia terci ria IIT Verifica se normalmente em ensaios a carga constante curva A e pode ser originada por um elevado n mero de factores nos quais se incluem aumento da tens o forma o de microvazios e acentuada evolu o microestrutural Todas as fases de flu ncia s o aceleradas quando se aumenta a tens o aplicada e ou a temperatura FLU NCIA 2 2 Mecanismos de deforma o por flu ncia equa es constitutivas A deforma o pl stica dos materiais devida tens o aplicada temperatura e microestrutura nomeadamente das fases presentes tamanho de gr o natureza e distribui o de precipitados e densidade de desloca es Considera se que os principais mecanismos de deforma o por flu ncia s o flu ncia devida ao deslizamento escorregamento das desloca es flu ncia decorrente do escorregamento e trepa das desloca es flu ncia por difus o e flu ncia por escorregamento dos limites de gr o 2 2 1 Flu ncia devida ao deslizamento escorregamento das desloca es Este mecanismo envolve o movimento das desloca es ao longo dos planos de escorregamento e a ultrapassagem das barreiras precipitados limites de gr o por activa o t rmica A veloc
123. s 2 19 2 20 e 2 21 49 20 FLU NCIA 2 4 Classifica o da degrada o por forma o de microvazios Este modo de classifica o tem em considera o que a degrada o por flu ncia est relacionada com o aparecimento de microvazios que gradualmente v o dar origem a microfissuras A dimens o e densidade dos microvazios aumenta com o tempo de exposi o dos materiais a condi es de alta temperatura e tens o ver figura 2 9 Devido ao seu tamanho reduzido estes microvazios dificilmente s o detectados pela t cnicas convencionais de ensaios n o destrutivos como ultra sons e radiografia industrial sendo necess rio a aplica o de ensaios metalogr ficos 50 Deforma o Tempo h Figura 2 9 Rela o da curva de flu ncia com a degrada o microestrutural 50 Neubauer desenvolveu um m todo que utilizado na determina o da vida restante no qual se estabelecem v rias classes de degrada o Para cada uma dessas classes indicado um valor m ximo correspondente frac o da vida consumida Na figura 2 10 apresenta se um gr fico que relaciona as classe de degrada o com a frac o da vida consumida Os pontos dispersos no gr fico em cada classe de degrada o referem se a varia es encontradas nos ensaios de
124. s elementos de liga como o V e o Nb que possuem uma afinidade elevada para o N As adi es destes elementos baixam a velocidade de transforma o da austenite diminuem o teor de C do ponto eutect ide e combinam se com o C presente no a o para formar dispers es finas de carbonetos mais est veis Estes precipitados crescem mais lentamente do que as part culas de cementite na bainite ou do que as lamelas de cementite na perlite o que se traduz num aumento substancial da resist ncia da matriz deforma o tanto a temperaturas elevadas como a baixas temperaturas 49 Na figura 4 5 est o representadas os valores correspondentes resist ncia flu ncia onde se faz a compara o entre o a o X10CrMoVNb9 1 e o 10CrMo9 10 considerando v rias temperaturas e horas de servi o 52 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTER STICAS GERAIS 350 300 250 a X10CrMoVNb9 1 10 000 h s X10CrMoVNb9 1 100 000 h 10CrMo9 10 10 000 h 5 150 4 10CrMo9 10 10 000 h 100 50 0 450 500 550 600 650 Temperatura C Figura 4 5 Resist ncia flu ncia para 10 000 e 100 000 horas de servi o 61 4 5 Evolu o Microestrutural no a o X10CrMoVNb9 1 A evolu o microestrutural caracterizada essencialmente pela forma o de part culas com maiores dimens es e mais est veis durante o processo de flu ncia o que vai implicar uma diminui o da resist ncia deforma o A microestrutura do
125. s no material de adi o 62 5 2 4 Tratamento t rmico Ap s a opera o de soldadura a aplica o de um tratamento t rmico tem por objectivo n o s efectuar o relaxamento de tens es da soldadura como promover a precipita o de carbonetos e nitretos na matriz martens tica Esta precipita o essencial no que corresponde ao comportamento deste a o flu ncia A norma Europeia EN 12952 5 2001 estabelece uma gama de temperaturas de patamar compreendida entre os 740 e os 780 C Define igualmente valores m nimos de tempo de patamar que variam de acordo com a espessura A especifica o AWS para consum veis estabelece valores de temperatura de patamar correspondentes a 730 760 C cujo tempo corresponde a 1 hora No entanto para espessuras elevadas este tempo pode n o ser adequado A rela o temperatura tempo contemplada na norma EN 1599 que determina uma temperatura de patamar entre 750 C e 770 C com tempos correspondentes a 2 3 horas importante limitar a temperatura de patamar principalmente no caso em que o material de adi o cont m teores de n quel elevados devido ao risco de forma o de austenite que no arrefecimento n o transformada na totalidade em martensite Na figura 5 3 est representado a varia o do valor da energia absorvida no ensaio de impacto Charpy V com a temperatura e tempo de patamar 62 Os fornos utilizados na execu o de tratamentos t rmicos correspondem
126. s no tubo de 20 mm de espessura foi sujeita a um registo de valores de dureza ao longo da junta ap s diferentes tratamentos t rmicos antes e ap s soldadura Estes valores encontram se representados na figura A 2 A dureza encontrada no material depositado tabela A 4 e A 5 foi sempre inferior a 300 HV10 em que os valores mais elevados aparecem no material depositado e junto linha de fus o do material base A dureza do material base varia entre 215HV10 a 240HV10 A dureza na zona de gr o fino da ZTA varia entre 195HV10 a 235HV10 Os valores de dureza t m um decr scimo compreendido entre 10 a 20 HV10 entre a zona de gr o fino e a zona do material base Apenas em tr s casos isso n o se verificou Soldadura 1D que foi sujeita a tratamento t rmico de normaliza o e revenido Soldadura 6 e 7 em que o tratamento t rmico correspondeu a temperaturas de 600 a 650 C 1 Na literatura Anglo sax nica este tratamento t rmico designa se por halftempering 86 DADOS EXPERIMENTAIS OBTIDOS 6 3 5 Ensaios de flu ncia uniaxiais Estes ensaios foram executados entre 100 e 75 MpPa para um intervalo de temperaturas compreendido entre 600 e 700 C Nestas condi es obtiveram se tempos at rotura entre 60 e 10 000 horas Os resultados destes ensaios encontram se descritos nas tabelas A 6 e A 7 dos anexos Os testes de flu ncia executados a temperatura constante foram realizados temperatura de 600 C para uma varia o d
127. sec o n o feita aumentando assim o valor da tens o aplicada Os ensaios efectuados a for a constante s o os mais comuns e abrangem a maior parte dos casos de estudo em engenharia Ensaios a tens o constante poder o ser utilizados por exemplo em situa es em que se pretenda estudar os mecanismos de deforma o 24 FLU NCIA 2 5 2 Ensaios de rotura por flu ncia Este ensaio efectuado mediante a aplica o de for as de valor superior com o objectivo de reduzir o tempo til de ensaio Isto vai implicar valores de velocidade de deforma o superiores cujo valor pode atingir facilmente os 50 contrariamente aos ensaios de flu ncia em que os valores da for a aplicada s o inferiores resultando em valores de deforma o na ordem de 1 usual que os ensaios de rotura por flu ncia n o sejam superiores a 1000 horas 52 A informa o a retirar destes ensaios corresponde ao tempo necess rio para a ocorr ncia da rotura a uma tens o e temperatura constantes Na figura 2 13 est representado um gr fico que d a informa o do tempo necess rio para a ocorr ncia de rotura para uma determinada tens o e temperatura constante Tens o MPa T 815 C 150 100 56 ia ZM Extrapolacio 2465 2 468 2 468 2 1 10 100 1000 Tempo h Figura 2 13 Curva t pica obtida num ensaio de rotura por flu ncia para um a o austen tico de baixo carbono 52 As curvas representadas na figura correspondem a
128. seeeceeeeeessessssseeeeeeeeesssessaaaes 66 Figura 5 10 Processo de soldadura MIG MAG Fios Fluxados 71 67 Figura 5 11 Processo de soldadura por arco submerso 71 68 Figura 5 12 Localiza o dos tipos I a IV mais frequentes de fissuras poss veis de encontrar em liga es SOMADAS sonnen sina ais o Ainda a E sa ine Din deen 70 Figura 5 13 Diagrama de transforma o do a o X10CrMoVNb9 1 durante o aquecimento 76 72 Figura 5 14 Diferentes zonas correspondentes ZTA do a o X10CrMoVNb9 1 77 13 Figura 5 15 Pormenor de uma microestrutura correspondente a uma fractura existente numa junta de soldadura com material X10CrMo VNDb9 1 78 cccccccccccessssseecececeeecesaessecececeeeesaaaasseeeeeees 73 Figura 5 16 Composi o qu mica das amostras correspondentes aos testes de flu ncia 74 Figura 5 17 Testes de flu ncia realizados ao material base 80 cccccceessssceeeeeceesseessnseees 74 Figura 5 18 Testes de flu ncia realizados zona termicamente afectada 80 15 Figura 5 19 Resumo do m todo de inspec o por l quidos penetrantes 81 76 Figura 5 20 Indica o existente detectada pelo m todo de ensaio por part culas magn ticas 82 Figura 5 22 IQI de arame DIN 54109 811 eeeee esses esse sec e reerererereeeeeeaeananenananaaaaaaaaaaananaaa 19 Figura 5 23
129. ssencialmente por 0 1 Carbono 9 Cr mio e 1 de Molibd nio sendo tamb m adicionados teores inferiores de Van dio Ni bio e Azoto para conferir uma resist ncia superior flu ncia O material de adi o o mais similar poss vel ao material de base no entanto os teores de Ni bio Van dio e Azoto n o podem ter a mesma composi o do material de base uma vez que iria surgir um estrutura heterog nea que consistiria em precipitados de ferrite poligonal na matriz martens tica que teria como consequ ncia o decr scimo de propriedades mec nicas 68 Sendo assim as diferen as existentes entre a composi o do material base e de adi o correspondem ao seguinte 69 55 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 Ni bio Reduzindo o teor deste elemento relativamente ao material de base 0 06 a 0 1 s o obtidos valores de tenacidade superiores De modo a n o comprometer a resist ncia flu ncia teores entre 0 04 e 0 07 s o considerados aceit veis N quel O teor de n quel normalmente superior ao do material de base essencialmente por duas raz es reduz o valor da temperatura de Ac permitindo uma melhor resposta ao tratamento t rmico e reduz a tend ncia ao aparecimento de ferrite delta equa o 5 1 No entanto o uso de teores de n quel em excesso gt 1 podem ser prejudiciais uma vez que reduzem em demasiado o valor de Ac correndo se o risco de este valor ser ultrapassado pela temperatura de pat
130. t Presen a de hidrog nio gt Estrutura de segrega o decorrente do arrefecimento Os tubos s o obtidos por extrus o a quente por laminagem a quente ou por enforma o a frio 47 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTERISITICAS GERAIS 4 4 Propriedades relacionadas com o X10CrMoVNb9 1 4 4 1 Composi o qu mica Na tabela 4 1 est representada a composi o qu mica do a o X10CrMoVNb9 1 de acordo com a EN 10216 05 2002 COMPOSI O QU MICA Mn Al Cr Cu Ni Mo W Vv Nb Ti X10CrMoVNb9 1 E E z Tabela 4 1 Composi o qu mica do a o X10CrMoV Nb9 1 60 4 4 2 Propriedades f sicas e mec nicas Na tabela 4 2 est o indicadas as propriedades f sicas relacionadas com este a o Temperatura M dulo de elasticidade 218 216 213 210 207 203 199 195 190 186 181 175 168 162 GPa Condutividade T rmica 26 26 27 27 28 28 28 29 29 29 30 30 30 30 W m K Calor Espec fico 440 460 480 490 510 530 550 570 600 630 660 710 770 860 J kg K Tabela 4 2 Propriedades do X10CrMoVNb9 1 60 Na figura 4 2 pode observar se a varia o da tens o de ced ncia com a temperatura 48 A O X10CrMoVNb9 1 CARACTER STICAS GERAIS Tens o de ced ncia vs Temperatura 500 5 450 4 400 7 q 350 7 300 7 250 4 200 7 150 4 Tens o de ced ncia N mm 100
131. ta recorrendo se aos conceitos expostos na pesquisa bibliogr fica numa perspectiva de encontrar causas que procurem justificar os valores obtidos INTRODU O gt Conclus o Tendo em considera o os resultados obtidos feita uma an lise da aplicabilidade dos par metros ptimos de soldadura e tratamento t rmico em situa es reais de fabrico e montagem de equipamentos sob press o Ap s a conclus o sugerem se alguns temas considerados pertinentes que poder o num futuro pr ximo ser objecto de estudo Sob uma l gica de constante evolu o tecnol gica torna se imperativa a adequabilidade dos actuais processos de constru o de componentes para centrais de ciclo combinado quer ao n vel dos processos de soldadura utilizados quer ao n vel dos materiais numa perspectiva de serem obtidas mais valias para o projecto INTRODU O 2 FLU NCIA 2 1 Introdu o A flu ncia pode ser definida como a deforma o pl stica lenta de um material sob ac o de uma carga constante durante um determinado per odo de tempo 3 Este fen meno torna se significativo verificando se de forma mais n tida a temperaturas superiores a 40 da temperatura de fus o do material A figura 2 1 ilustra curvas t picas de flu ncia de um material em condi es de carga curva A e tens o curva B constantes 4 Na pr tica a situa o mais frequente aquela cuja carga se mant m constante ao longo do tempo Defor
132. te um aumento de espessura dos componentes sujeitos a degrada o por flu ncia Este incremento de espessura deve ser o suficiente de modo a serem obtidas tens es que permitam uma dura o dos componente de no m nimo 10 horas No entanto este aumento de espessura para al m do encarecimento do custo final do componente traz desvantagens em termos do comportamento deste material fadiga t rmica devido exist ncia de gradientes de temperatura superiores ao longo da espessura do material A maioria das centrais termoel ctricas tendo em considera o factores econ micos ajustam o seu funcionamento considerando os consumos de electricidade existentes em determinado per odo 99 CONCLUS O Estas varia es de ciclo de funcionamento implicam varia es de temperatura que em componentes de elevada espessura se traduz em esfor os de fadiga de origem t rmica Passados vinte anos ap s a aplica o deste a o em centrais termoel ctricas agora poss vel a recolha de novos dados experimentais uma vez estes v o traduzir com uma maior precis o o comportamento deste a o quando sujeito a condi es de elevada temperatura e tens o Em termos de perspectivas s o sugeridos alguns temas que eventualmente poder o ser objecto de estudo gt Recentemente t m surgido novos a os com caracter sticas de resist ncia flu ncia superiores ao P91 Destes a os destaca se o a o P92 que come a a ter alguma aplicabilidade
133. tion of 9Cr IMo V Nb steel welded joints showing Type IV fracture International Journal of Pressure Vessels and Piping Volume 83 Issue 1 2006 79 Tabuchi M Study on Type IV Damage Prevention in High Temperature Welded Structures of Next Generation Reactor Plants Part II Effect of Boron on Creep Properties and Microstructures of HAZ for High Cr Steels Proceedings of PVP2006 ICPVT 11 ASME Pressure Vessels and Piping Division Conference July 23 27 2006 Vancouver BC Canada 80 Kimura K Assessment of Long Term Creep Strength and Review of Allowable Stress of High Cr Ferritic Creep Resistant Steels PVP2005 71039 Proceedings of ASME Pressure Vessels and Piping Division Conference Denver CO July 2005 pp 237 244 81 Filomena P A Barata J Barros P Ensaios N o Destrutivos Publica o do ISQ 1992 82 Paulo J M Descontinuidades e inspec o em juntas soldadas Universidade Federal de Minas Gerais 2001 83 Coussement C Van Wortel J C Optimization of the creep behaviour of welded components in modified 9 Cr Technical steel research series 1998 84 Koukal J Sondel M Schwarz D Creep properties correlation of modeled and real weld joints in the modified 9 Cr steel Czech Welding Society ANB 2008 107 ANEXOS ANEXO A 1 DADOS EXPERIMENTAIS TABELAS 108 109 ANEXOS FABRICANTE 1 FABRICANTE 2 DIMENS ES mm 159x20 Chapa 20 mm espessura TRATAMEN
134. to t rmico entre camadas mais eficaz 73 5 3 5 Processo de soldadura SAS A soldadura por arco submerso corresponde a um processo de soldadura autom tico em que o fio consum vel introduzido a uma velocidade constante sendo totalmente coberto por um fluxo granulado que funde parcialmente formando a esc ria O arco el ctrico totalmente coberto por um fluxo granulado que tem uma fun o similar ao revestimento dos el ctrodos revestidos 67 SOLDADURA DO A O X10CrMoVNb9 1 Uma das grandes vantagens deste processo de soldadura resulta do facto de o arco el ctrico estar completamente submerso permitindo a utiliza o de correntes de soldadura elevadas sem salpicos As elevadas intensidades de corrente utilizadas para al m de permitirem uma taxa de fus o elevada originam igualmente penetra es elevadas e uma grande taxa de dilui o do material base Na figura 5 11 encontra se ilustrado o princ pio de funcionamento da soldadura por arco submerso El ctrodo cont nuo M M quina de Soldadura Alimenta o do fluxo Fluxo granulado Esc ria em fus o gt Direc o de Soldadura AS Banho de fus o Soldadura E Cavidade do arco el ctrico Figura 5 11 Processo de soldadura por arco submerso 71 No caso da soldadura do a o P91 os par metros de soldadura utilizados devem originar valores de entrega t rmica inferiores a 20 kJ cm Quando s o efectuadas soldaduras multi passe
135. tuem o ciclo combinado Qro Qro Calor fornecido turbina a g s Wrc Qrtc Calor libertado pela turbina a g s Qrv Calor fornecido turbina a vapor i Qrrv Calor libertado pela turbina a vapor Qcu Qcu Calor libertado pela caldeira de recupera o Wre Trabalho til realizado pela Qrv turbina a gas Wrv Trabalho til realizado pela Wrv turbina a vapor Qrrv Figura 3 3 Esquema t rmico b sico correspondente ao fluxo de energia de um ciclo combinado 57 32 CENTRAL TERMOEL CTRICA DE CICLO COMBINADO A express o correspondente ao rendimento do ciclo t rmico associado turbina a g s dada por Nr a 3 1 Para o ciclo correspondente turbina a vapor _ Wr 3 2 rv On 3 2 O rendimento da caldeira a vapor expresso do seguinte modo Wrv RTG QCH CH Ncr 2 Q 1 Q 3 3 QRTG QRTG QRTG Englobando agora o ciclo combinado o seu rendimento dado por _Wre Wr Wrv _ WrvxOrv _ 3 7 ORTG 1 coms Orc ro Orc ro OM x Ore te T Irv cr Oro Otc WTG Ncoms Nro My cr OR Nro Nro cr X 1 Nre 3 4 A partir das express es anteriores demonstrado o incremento de rendimento obtido mediante a utiliza o de uma caldeira de recupera o de calor 57 3 3 Principais componentes de uma caldeira de ciclo combinado Na figura 3 4 est ilustrado o esquema b sico do princ pio de funcionamento de uma caldeira de recup
136. v s de um fluxo de g s activo MAG ou inerte MIG que passa atrav s da tocha de soldadura figura 5 9 O fio consum vel alimentado a uma velocidade constante em que o comprimento do arco el ctrico se mant m inalterado A utiliza o de fio s lido n o comum na soldadura do a o P91 uma vez que a experi ncia tem demonstrado que os valores t picos de Mn Si s o incompat veis quando utilizado g s de protec o de caracter sticas activas 69 Fio S lido Entrada de G s Cabo de Condu o de corrente Tubo de Contacto Direc o de desloca o Bocal Protec o gasosa El ctrodo consumivel Metal Metal base fundido Figura 5 9 Processo de soldadura MIG MAG 71 5 3 4 Processo de soldadura MIG MAG Fios Fluxados Relativamente ao processo MIG MAG anterior a grande diferen a reside no facto de o fio consum vel utilizado ser tubular encontrando se no seu interior um fluxo e eventualmente p met lico No caso dos fios fluxados com protec o gasosa a queima e vaporiza o de alguns constituintes do fluxo garantem uma parte da protec o do arco el ctrico e do banho de soldadura No entanto como esta protec o insuficiente complementada com uma protec o gasosa exterior Comparativamente ao fio consum vel de alma cheia apresenta a vantagem de para os mesmos valores de intensidade de corrente el ctrica possuir valores de densidade de energia superiores Isto vai p

5 SOLDADURA DO AÇO X10CrMoVNb9-1

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