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PROGRAMA FRANCISCO EDUARDO MOURÃO SABOYA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESCOLA DE ENGENHARIA UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE
Dissertação de Mestrado
AVALIAÇÃO COMPARATIVA DO TITÂNIO E
DO AÇO INOXIDÁVEL SUPERAUSTENÍTICO
PARA APLICAÇÃO EM PERMUTADORES DE
CALOR DO TIPO PLACAS
RAÍSSA RODRIGUES ALVES CÔRTE
JULHO DE 2014
RAÍSSA RODRIGUES ALVES CÔRTE
AVALIAÇÃO COMPARATIVA DO TITÂNIO E DO AÇO INOXIDÁVEL SUPERAUSTENÍTICO PARA APLICAÇÃO EM
PERMUTADORES DE CALOR DO TIPO PLACAS
Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa Francisco Eduardo Mourão Saboya de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da UFF como parte dos requisitos para a obtenção do tí tulo de Mestre em Ciências em Engenharia
Mecânica
Orientador: Prof. D. Sc. SÉRGIO SOUTO MAIOR TAVARES
UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE NITERÓI, 31 DE JULHO DE 2014
AVALIAÇÃO COMPARATIVA DO TITÂNIO E DO AÇO
INOXIDÁVEL SUPERAUSTENÍTICO PARA APLICAÇÃO EM PERMUTADORES DE CALOR DO TIPO PLACAS
Esta Dissertação é parte dos pré-requisitos para a obtenção do título de
MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA
Área de concentração: Mecânica dos Sólidos
Aprovada em sua forma final pela Banca Examinadora formada pelos professores:
Prof. Sérgio Souto Maior Tavares (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense
(Orientador)
Prof. Juan Manuel Pardal (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense
Prof. Ivan Napoleão Bastos (D.Sc.) Universidade Estadual do Rio de Janeiro
À minha querida família
Agradecimentos
Ao Professor e Orientador Sérgio Souto Maior Tavares por todo apoio, confiança e amizade
em todos os momentos da minha vida acadêmica.
Aos meus pais e irmão Joaquim, Rosania e Rômulo pela força, incentivo e dedicação.
Ao meu namorado Rodrigo, sempre ao meu lado.
Ao Professor Juan Manuel Pardal, pelos ensinamentos e amizade.
Ao laboratório de Metalografia e Tratamentos Térmicos (LABMETT) da UFF e a todas as
pessoas que fazem parte deste, pela ajuda e incentivo constantes.
RESUMO
Por serem compactos, leves e apresentarem elevado coeficiente global de transferência de
calor, os permutadores de calor a placas tem uma aplicação já consagrada em unidades de
produção de petróleo offshore. Em função da sua excelente resistência à corrosão, em especial
ao cloreto, o titânio tem sido o material aplicado com frequência e seu desempenho tem sido
satisfatório. No entanto, as recentes unidades projetadas para grande capacidade de produção,
que requerem placas de maiores dimensões, vêm apresentando problemas de estanqueidade,
com vazamentos frequentes pelas gaxetas de vedação. A falta de rigidez e resistência
mecânica do conjunto de placas em titânio tem sido apontada como a causa mais provável
deste tipo de falha. Neste contexto seria importante avaliar materiais que também apresentem
um bom desempenho à corrosão ao cloreto, associado a um melhor comportamento mecânico
para aumentar a rigidez do conjunto de placas. No presente trabalho, foi avaliada a resistência
à corrosão do aço inoxidável superaustenítico 254 SMO para esta aplicação. Foram realizados
ensaios de polarização cíclica em amostras de 254 SMO e de titânio comercialmente puro, em
diferentes eletrólitos representativos das condições operacionais e em temperaturas de até
80°C. Após destes ensaios foram realizadas análises microestruturais das amostras para
observar a ocorrência de pites. Esta análise comparativa permitirá estimar a temperatura limite
para aplicação do novo material.
Palavras-chaves: Aço inoxidável superaustenítico, Titânio, Permutadores de calor a placas,
Propriedades mecânicas, Resistência à corrosão.
ABSTRACT
For being compact, lightweight and present high overall coefficient of heat transfer, plates
heat exchangers has a wide application on offshore oil production units. Due to its excellent
corrosion resistance, especially to chloride, titanium has been the often applied material and
its performance has been satisfactory. However, recent units designed for large production
capacity, requiring larger plates, have presented problems sealing with frequent leaks through
gaskets. The lack of rigidity and mechanical strength of the plate in titanium has been
identified as the most probable cause of this type of failure. In this context it would be
important to evaluate materials that also perform well corrosion the chloride associated with
better mechanical behavior to increase the rigidity of the plate. In the present work, the
corrosion resistance of stainless steel 254 SMO super austenitic for this application was
evaluated. Cyclic polarization tests were carried out on samples of 254 SMO and
commercially pure titanium in different electrolytes representative operating conditions and
temperatures up to 80 ° C. After these tests microstructural analyzes of the samples were
performed to observe the occurrence of pitting. This comparative analysis will estimate the
temperature threshold for application of the new material.
Keywords: Super austenitic stainless steel, Titanium, Plate heat exchanger, Mechanical
properties, Corrosion resistance.
Lista de Ilustrações
Figura 1 - Fluxograma de algumas modificações da composição química do aço AISI 304 para produzir propriedades especiais (SEDRIKS, 1996) ......................................................... 30 Figura 2 - Efeito dos elementos de liga nas propriedades nos aços inoxidáveis austeníticos (Adaptada de HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014) .................................... 34 Figura 3 - Temperaturas críticas de corrosão por pites e frestas em aços inoxidáveis e ligas de Ni (HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014) ..................................................... 37
Figura 4 - Temperaturas críticas de corrosão por pites e frestas em aços inoxidáveis austeníticos relacionadas com o PRE (HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014). .................................................................................................................................................. 37
Figura 5 - Efeito da cloração no potencial de circuito aberto na liga 254 SMO em água do mar com e sem cloração contínua (Adaptada de HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014). ........................................................................................................................................ 39
Figura 6 - Influência das diferentes condições da água do mar no potencial de corrosão (Francis et al, 2011) .................................................................................................................. 39
Figura 7 - Características construtivas de um permutador de calor do tipo casco e tubos (TROCALOR, 2007). ............................................................................................................... 43
Figura 8 - Desenho esquemático do trocador casco e tubo (UFMG) ....................................... 44
Figura 9 - Permutador de calor casco e tubos com espelhos fixos (MUKHERJEE, 1998) ...... 46
Figura 10 - Permutador de calor casco e tubos com espelho flutuante (MUKHERJEE, 1998). .................................................................................................................................................. 46
Figura 11 - Permutador de calor casco e tubos com tubos em U (MUKHERJEE, 1998). ....... 47
Figura 12 - Desenho esquemático do permutador casco placas (GESMEX, 2012). ................ 48
Figura 13 - Permutador de circuito impresso em comparação com um permutador casco tubo (HEATRIC, 2012). ................................................................................................................... 49
Figura 14 - Características construtivas de um permutador de circuito impresso: a) empilhamento das placas; b) bloco unido por difusão; c) canais e microestrutura metálica (HEATRIC, 2012). ................................................................................................................... 49
Figura 15 - Características construtivas de um permutador de placas (DANTHERM, 2014). 50
Figura 16 - Possíveis desenhos e posições de uma gaxeta (GUT, 2003). ................................ 51
Figura 17 - Possibilidades de perfuração para uma placa (GUT, 2003)................................... 51
Figura 18 - Tipos de corrugação das placas para permutador de calor (GUT, 2003). ............. 52
Figura 19 - Desenho esquemático da montagem do conjunto de placas no permutador (ALFA LAVAL, 2014). ........................................................................................................................ 53
Figura 20 - Eletrodos de trabalho ensaiados: Ti e 254 SMO, respectivamente........................ 56
Figura 21 - Potenciostato Galvanostato Autolab®. .................................................................. 57 Figura 22 - Esquema de célula eletrolítica (PARDAL, 2009). ................................................. 58 Figura 23 - Célula Eletroquímica montada em banho de aquecimento. ................................... 58
Figura 24 - Microestrutura dos materiais estudados. (a) Ti Gr-1; (b) AISA 254 SMO. .......... 62
Figura 25 - Imagem por MEV do aço 254 SMO. (a) Grãos e maclas de austenita com observação de valas intergranulares - características de sensitização; (b) Contorno de grão revelando em detalhe uma região sensitizada........................................................................... 63 Figura 26 - Curvas de polarização cíclica do aço 254 SMO em solução 3,5%NaCl: (a) 25ºC; (b) 40ºC; (c) 60ºC e (d) 80ºC. ................................................................................................... 66
Figura 27 - Curvas de polarização do aço 254 SMO ensaiado em eletrólito composto pela água de formação: (a) 25ºC, (b) 40ºC, (c) 60ºC; (d) 80ºC. ....................................................... 68 Figura 28 - Pites produzidos no aço 254 SMO durante ensaio de polarização em solução de água de formação a 80ºC. ......................................................................................................... 69
Figura 29 - Curvas de polarização do Ti Gr-1 ensaiado em solução 3,5% NaCl: (a) 25ºC, (b) 40ºC, (c) 60ºC; (d) 80ºC. .......................................................................................................... 72
Figura 30 - Curvas de polarização do Ti grau 1 ensaiado em eletrólito composto pela água de formação: (a) 25ºC, (b) 40ºC, (c) 60ºC; (d) 80ºC. .................................................................... 74
Lista de Tabelas
Tabela 1– Propriedades mecânicas de ligas de titânio (BOYER et al , 1994) ......................... 18
Tabela 2 - Composição química dos diferentes graus de titânio puro (em peso) (ZAPP, 2014). .................................................................................................................................................. 19
Tabela 3 - Graus ASTM para ligas de titânio comercial (ASM HANDBOOK, 2005). ........... 20
Tabela 4 - Composição química de aços inoxidáveis austeníticos (PLAUT et al, 2007)......... 30
Tabela 5 - Composição química dos aços inoxidáveis austeníticos de alta performance (Adaptada de NICKEL INSTITUTE, 2014) ............................................................................ 32
Tabela 6 - Propriedades mecânicas dos AISA segundo ASTM (Adaptada de HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014) ...................................................................... 35
Tabela 7 - Tensões admissíveis dos AISA segundo ASME (ksi) (Adaptada de HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014) ...................................................................... 35
Tabela 8 - Tipos de Casco e Cabeçotes segundo a norma TEMA ........................................... 45
Tabela 9 - Composição do aço 254 SMO analisado (% em peso). Fe balanço.* ..................... 22
Tabela 10 - Composição da água de formação (ppm) .............................................................. 59 Tabela 11 - Reagentes utilizados para caracterização de fases. ............................................... 59 Tabela 12 - Comparação de durezas HV30 do Ti Gr-1 e do AISA 254 SMO. ........................ 59
Tabela 13 – Potencial de pites (Epite) obtidos nos ensaios de polarização cíclica na solução 1 com 3,5% NaCl. ....................................................................................................................... 70
Tabela 14 - Potencial de pites (Epite) obtidos nos ensaios de polarização cíclica na solução 2 com água de formação. ............................................................................................................. 70
SUMÁRIO
CAPÍTULO 1 .................................................................................................................. 2213
1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................ 13
CAPÍTULO 2 ...................................................................................................................... 16
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................... 16
2.1 TITÂNIO .................................................................................................................. 16
2.1.1 Propriedades do titânio ........................................................................................ 17
2.1.2 Corrosão do titânio............................................................................................... 21
2.2 AÇOS INOXIDÁVEIS ............................................................................................ 23
2.2.1 Influência dos Principais Elementos de Liga nos Aços Inoxidáveis ................ 24
2.3 AÇOS INOXIDÁVEIS SUPERAUSTENÍTICOS (AISA) ................................... 32
2.3.1 Propriedades Mecânicas ...................................................................................... 34
2.3.2 Corrosão dos aços inoxidáveis superausteníticos .............................................. 36
2.4 PERMUTADORES DE CALOR ........................................................................... 40
2.4.1 Permutadores Casco e Tubo................................................................................ 42
2.4.2 Permutadores Casco e Placas .............................................................................. 47
2.4.3 Permutadores de Circuito Impresso ................................................................... 48
2.4.4 Permutadores de placas ....................................................................................... 50
CAPÍTULO 3 ...................................................................................................................... 22
3 MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................... 55
3.1 MATERIAIS ............................................................................................................ 55
3.2 PREPARAÇÃO DAS AMOSTRAS ....................................................................... 55
3.3 ENSAIOS DE POLARIZAÇÃO CÍCLICA .......................................................... 56
3.4 MICROSCOPIA ÓTICA (MO) ............................................................................. 59
3.5 ENSAIO DE DUREZA VICKERS ........................................................................ 60
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ........................................................................... 61
4.1 DUREZA ................................................................................................................... 61
4.2 ANÁLISE MICROESTRUTURAL ....................................................................... 61
4.3 ENSAIOS DE POLARIZAÇÃO CÍCLICA .......................................................... 64
4.3.1 254 SMO ................................................................................................................ 64
4.3.2 Titânio ................................................................................................................... 70
4.4 COMPARAÇÃO ENTRE O TITÂNIO E O 254 SMO ........................................ 75
CAPÍTULO 5 ...................................................................................................................... 77
5 CONCLUSÕES ........................................................................................................ 77
CAPÍTULO 6 ...................................................................................................................... 79
6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ................................................. 79
CAPÍTULO 7 ...................................................................................................................... 80
7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................... 77
APÊNDICE ......................................................................................................................... 84
CAPÍTULO 1
1 INTRODUÇÃO
A crescente competitividade entre as indústrias de processamento químico tem
fomentado o desenvolvimento de novos equipamentos e a otimização de processos visando a
redução de custos operacionais e a maximização da eficiência. As indústrias têm aprimorado
processos e princípios de operação, onde a conservação de energia e a recuperação de calor
têm papel fundamental. Neste contexto o projeto e a operação de unidades de transferência de
calor visando à minimização de custos fixos e operacionais com o aumento da eficiência são
de extrema importância.
Os vasos de pressão constituem os equipamentos mais importantes nas plantas de
processamento de petróleo, destacando-se os equipamentos com função de troca térmica entre
os fluidos, denominados "trocadores de calor" ou “permutadores de calor”. Existem vários
tipos e modelos adequados às diversas condições de operação, sendo de grande utilização em
unidades offshore os modelos casco e tubo e placas Os permutadores de calor do tipo placas
são compostos por um arranjo de placas metálicas por onde ocorre a transferência de calor
entre dois fluidos. Elas possuem gaxetas de borracha para dar estanqueidade ao conjunto e
evitar contaminação entre fluidos. O arranjo de placas é alinhado e prensado através de
parafusos de aperto, tipo tirante, formando entre as placas uma série de canais paralelos de
escoamento. As placas possuem furos para a entrada e a saída dos fluidos e são corrugadas, o
que facilita a turbulência dos fluidos e melhora a troca térmica.
Os materiais mais utilizados na fabricação das placas para permutadores são o titânio
comercialmente puro e os AI 304, 316L e 254 SMO. O titânio comercialmente puro é
conhecido por sua excelente resistência à corrosão e por este razão muito utilizado em
14
ambientes com cloretos. Sua resistência mecânica é muito dependente dos elementos de liga e
dos tratamentos térmicos e mecânicos.
O aço inoxidável superaustenítico (AISA) 254 SMO também apresenta boa resistência
à corrosão por frestas e por pites em ambientes contendo cloretos. Por possuir altos teores de
cromo, molibdênio e nitrogênio, sua resistência à corrosão em geral é maior do que os aços
inoxidáveis austeníticos (AIA) convencionais, sendo comparada à dos aços superduplex.
Quando isento de fases intermetálicas deletérias, como as fases sigma (σ) e chi (χ), os aços
austeníticos possuem elevada ductilidade e tenacidade ao impacto, mesmo em baixas
temperaturas.
O titânio tem sido o material mais aplicado nas placas em ambientes agressivos
contendo cloretos, com um histórico de boa performance. Entretanto, nas recentes unidades de
produção tem se observado um elevado número de falhas nestes equipamentos devido a
vazamento externo pelas gaxetas. Com o aumento da capacidade de processamento das
plantas offshore, houve a necessidade de se aumentar o porte dos equipamentos. No caso dos
permutadores de placa, a troca térmica envolvendo maiores vazões de produção resultou no
aumento das dimensões e do número de placas.
As ocorrências de falhas devido a vazamentos estão diretamente associadas à expulsão
das gaxetas dos canais e ao desalinhamento de placas, indicando uma baixa rigidez do
conjunto montado com as placas de titânio. Este problema tende a se agravar em
equipamentos com maiores dimensões, devido a maior dificuldade de manuseio das placas
durante a manutenção e montagem. Além do problema de vazamento, outra falha recorrente
nas placas de titânio é devido à erosão/abrasão de sólidos em suspensão nos fluidos de
processos, levando a parada do equipamento devido à contaminação cruzada entre os fluídos.
Por esta razão, é importante identificar materiais que apresentem um bom desempenho
à corrosão por cloretos e um melhor comportamento mecânico para aumentar a rigidez do
conjunto de placas. Além destas características, materiais com maior resistência à
erosão/abrasão, boa estampabilidade e adequada relação custo-benefício são candidatos a
substituir o titânio nesta aplicação específica.
Deste modo, o presente trabalho pretende avaliar a resistência à corrosão do AISA 254
SMO e do titânio em condições semelhantes ao encontrado nos permutadores de calor em
ambiente offshore. As propriedades mecânicas dos materiais também foram avaliadas de
forma comparativa. Foram realizados ensaios de polarização cíclica em amostras de AISA
254 SMO e de titânio comercialmente puro, em diferentes eletrólitos representativos das
condições operacionais e em temperaturas de até 80°C. Após estes ensaios, foram realizadas
análises microestruturais nas amostras para observar a ocorrência de pites e estimar a
temperatura limite para aplicação do AISA 254 SMO.
CAPÍTULO 2
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 TITÂNIO
A descoberta do titânio (Ti) ocorreu em 1791 pelo inglês William Gregor que
reconheceu a sua presença no minério conhecido como ilmenita (FeTiO3) (JOSHI, 2006). Em
1795 ele foi redescoberto no rutilo (TiO2) pelo alemão Martin Heinrich Klaproth, que o
batizou de titânio (do latim titans – os primeiros filhos da Terra na mitologia grega)
(EMSLEY, 2001) . O metal puro foi obtido somente em 1910 por Matthew A. Hunter, que
aqueceu o cloreto de titânio (TiCl4) com sódio metálico num recipiente de aço sob pressão. No
entanto, sua produção comercial só foi iniciada em 1946 quando William J. Kroll,
desenvolveu o processo de refino através da redução do TiCl4 com magnésio metálico
(processo Kroll), ainda utilizado atualmente. Por esta razão ele é considerado o “pai” da
indústria do titânio (BAUER et al., 2002).
Suas propriedades físicas podem variar de acordo com a quantidade de elementos
residuais no processo de purificação. A presença de elementos como oxigênio, ferro,
nitrogênio, carbono e hidrogênio, mesmo em pequenas quantidades, provoca mudanças em
algumas propriedades mecânicas do titânio puro. Tais elementos se inserem dentro do
reticulado cristalino formando soluções sólidas que, como se sabe, introduzem campos de
tensão na rede cristalina. Estes campos de tensão interagem com as discordâncias provocando
um acréscimo na dureza e resistência à tração, bem como um decréscimo na ductilidade e
17
resistência à corrosão. Os elementos intersticiais são os que mais provocam endurecimento e
fragilização. Os arranjos cristalinos do Ti e suas ligas podem ser encontrados com estrutura
hexagonal compacta estável (fase α), cúbica de corpo centrado (fase β) ou mistura das duas
grades (fase α-β) (COOLINGS, 1984). O Ti puro apresenta-se na fase α abaixo de 882ºC.
Acima dessa temperatura a estrutura cristalina modifica-se para cúbica de corpo centrado (β),
mas quando resfriado o Ti retorna a sua estrutura original (DONACHIE JR, 1988).
2.1.1 Propriedades do titânio
As propriedades do Ti variam muito de acordo com o teor de elementos intersticiais. O
Ti possui excelente resistência à corrosão devido a uma densa camada passiva de óxido que é
formada quando exposto ao ar. Uma nova camada de óxido se forma imediatamente em caso
de dano ao filme protetor, mantendo, portanto, esta resistência elevada.
O Ti possui boa resistência à corrosão e erosão em diferentes meios e moderada
resistência em altas temperaturas, tornando-o atraente para diversas aplicações industriais.
Possui uma série de características que o distinguem de outros metais leves, tornando a sua
metalurgia física complexa e interessante (JOSHI, 2006).
O hidrogênio não afeta as propriedades mecânicas do Ti quando em solução. Por
possuir elevada difusividade e pequeno diâmetro atômico ele é facilmente absorvido pelas
estruturas cristalinas, mesmo a baixas temperaturas. Por esta razão, quando se precipita sob a
forma de hidretos de Ti, reduz acentuadamente a ductilidade e a tenacidade. O resfriamento
lento a partir de 400ºC até a temperatura ambiente favorece a precipitação de hidretos, assim
como o envelhecimento natural.
O Ti pode ser usado como recipiente de hidrogênio líquido em temperaturas
criogênicas. Entretanto, acima de -100ºC o H pode ser absorvido e se difundir na liga,
podendo fragilizar severamente o Ti. O potencial desta fragilização aumenta quando as taxas
de difusão do hidrogênio são altas ou quando ocorrem danos ao revestimento protetor do Ti
(DONACHIE JR, 1988).
O aumento dos teores de oxigênio e, principalmente, nitrogênio também reduz a
tenacidade do Ti, mesmo que abaixo dos limites de solubilidade desses elementos. Estes
elementos favorecem a formação de estruturas aciculares (chamadas estruturas de
Widmanstätten). O carbono, em teores de até 0,3 %, aumenta a resistência mecânica do Ti,
podendo formar carbetos, que reduzem sua ductilidade e tenacidade (DONACHIE JR, 1988).
18
Adições de elementos de ligas em teores expressivos aumentam a resistência mecânica
em comparação com o Ti comercialmente puro. Estes elementos de liga, como Al, V, Cr, Fe,
Mn e Sn, são adicionados tanto em sistemas binários como em sistemas ternários e mais
complexos em geral. Entretanto, simultaneamente ao aumento de dureza/resistência mecânica
ocorre redução de ductilidade.
A tabela 1 mostra algumas propriedades mecânicas de diferentes ligas de titânio.
Tabela 1– Propriedades mecânicas de ligas de titânio (BOYER et al , 1994)
Liga Tipo E (Gpa) LE (Mpa) LRT (Mpa) ε(%)
Grau 1 α 100 170-310 240 24
Grau 2 α 103 275-450 345 20
Grau 3 α 105 380-550 440 18
Grau 4 α 100-120 480-655 550 18
Grau 6 α 109 827 861 15
Grau 9 quase- α 95-105 480 620 15
TIMETAL 1100 quase- α 112 900-950 1010-1050 10-16
Ti-64 α+β 110-140 800-1100 900-1200 13-16
Ti-6246 α+β 114 1000-1100 1100-1200 13-16
Ti-662 α+β 110-117 950-1050 1000-1100 10-19
Ti-1023 quase- β 110 1000-1200 1000-1400 6-16
Ti-1313 quase- β 77 836-908 973-1037 10-16
TNZT β 55 547 596 19
TMZF β 74-85 100-1060 1060-1100 18-22
Sendo E - Módulo de Young; LE - Limite de escoamento; LRT - Limite de resistência
à tração; ε – Alongamento.
Na tabela 1 pode-se observar o tipo de estrutura cristalina e os valores do módulo de
Young, limite de escoamento, limite de resistência à tração e alongamento para diversas ligas
de Ti.
O Ti puro se caracteriza por apresentar apenas a fase α na temperatura ambiente, não
apresentando transformações de fase. Entretanto, a morfologia dos grãos pode ser alterada por
resfriamentos rápidos a partir do campo β. Devido à sua estrutura hexagonal, as ligas α, em
geral, apresentam boa resistência mecânica, boa tenacidade à fratura e alto módulo de
19
elasticidade. Podem ser utilizadas em alta e baixa temperatura devido à grande resistência a
fluência e ausência de transição dúctil-frágil. No caso do Ti puro, a microestrutura, incluindo
o tamanho de grão, e as propriedades mecânicas só podem ser modificadas por sequências de
encruamento e recozimento.
A norma ASTM B265 (2013) define uma classificação padrão para o Ti puro e para
algumas ligas comerciais. Os graus de 1 a 4 definem o titânio comercialmente puro (cp), com
baixos níveis de elementos substitucionais e de oxigênio intersticial (DONACHIE JR, 1988).
Na tabela 2 pode-se observar a composição química dos diferentes graus de Ti puro.
Tabela 2 - Composição química dos diferentes graus de titânio puro (em peso) (ZAPP, 2014).
Fe C N O H Ti
Ti Gr-1 0,20 0,08 0,03 0,18 0,015 Bal.
Ti Gr-2 0,30 0,08 0,03 0,25 0,015 Bal.
Ti Gr-3 0,30 0,08 0,05 0,35 0,015 Bal.
Ti Gr-4 0,50 0,08 0,05 0,40 0,015 Bal.
A seguir, são descritas resumidamente as principais características dos graus do titânio
puro.
Titânio grau 1 (Ti Gr-1)
Possui a menor resistência mecânica entre os graus de Ti puro, porém apresenta alta
ductilidade e facilidade para trabalho a frio. Exibe excelente resistência à corrosão em meios
altamente oxidantes, incluindo cloretos. Possui boas propriedades de impacto a baixas
temperaturas. Além disso, pode ser facilmente soldado, usinado e trabalhado a quente ou a
frio. Apresenta baixa resistência à tração e é não magnético (BOYER et al 1994).
Titânio grau 2 (Ti Gr-2)
É um pouco mais resistente que o Ti Gr-1 e vem sendo muito utilizado nas indústrias
química e naval devido ao balanço em suas propriedades de resistência mecânica e
ductilidade. Atualmente é o mais abundante no mercado por ser de fácil fabricação, apresentar
boa resistência à corrosão e preço mais competitivo do que o Ti Gr-3.
20
Titânio grau 3 (Ti Gr-3) O Ti Gr-3 possui resistência mecânica um pouco maior que o Ti Gr-2 por possuir
maior teor de oxigênio e nitrogênio intersticial, porém sua ductilidade está abaixo dos demais.
É considerado como uma alternativa ao Ti Gr-2 na construção de grandes vasos de pressão e
em tubulações, pois possui a maior resistência à tração dentre os graus indicados no Código
ASME. Assim o ganho pela redução de peso devido à menor espessura de parede pode
significar uma vantagem econômica.
Titânio grau 4 (Ti Gr-4)
Apresenta a maior resistência mecânica do grupo do Ti puro, apresentando limite de
escoamento mínimo de 480 Mpa (kis 70). Esta classe é adequada em aplicações onde a
resistência mecânica e à corrosão são importantes, como indústrias aeronáutica e aeroespacial.
A tabela 3 apresenta os diversos graus ASTM para ligas de titânio comercial.
Tabela 3 - Graus ASTM para ligas de titânio comercial (ASM HANDBOOK, 2005).
Liga Composição (% peso)
Grau 1 a 4 Ti (cp)
Grau 5 Ti-6Al-4V
Grau 6 Ti-5Al-2,5Sn
Grau 7 e 11 Ti-(0,12-0,25)Pd
Grau 9 Ti-3Al-2,5V
Grau 12 Ti-0,3Mo-0,8Ni
Grau 13, 14 e 15 Ti-0,5Ni-0,05Ru
Grau 16 e 17 Ti-(0,04-0,08)Pd
Grau 18 Ti-3Al-2,5V-(0,04-0,08)Pd
Grau 19 Ti-3Al-8V-6Cr-4Zr-4Mo
Grau 20 Ti-3Al-8V-6Cr-4Zr-4Mo-(0,04-0,08)Pd
Grau 21 Ti-15Mo-3Al-2,7Nb-0,25Si
Grau 23 Ti-6Al-4V-0,13O
Grau 24 Ti-6Al-4V-(0,3-0,8)Ni-(0,04-0,08)Pd
Grau 26 e 27 Ti-(0,08-0,14)Ru
Grau 28 Ti-3Al-2,8V-(0,08-0,14)Ru
21
Grau 29 Ti-6Al-4V-(0,08-0,14)Ru
Grau 30 e 31 Ti-0,3Co-0,05Pd
Grau 32 Ti-5Al-1Sn-1Zr-1V-0,8Mo
Grau 33 e 34 Ti-0,4Ni-0,015Pd-0,025Ru-0,15Cr
Grau 35 Ti-4,5Al-2Mo-1,6V-0,5Fe-0,3Si
Grau 36 Ti-45Nb
Grau 37 Ti-1,5Al
Grau 38 Ti-4Al-2,5V-1,5Fe
2.1.2 Corrosão do titânio
Neste item serão apresentadas resumidamente as principais características passivantes
do Ti que refletem na sua boa resistência à corrosão, bem como os tipos de corrosão mais
susceptíveis como galvânica, pites, frestas e erosão.
Embora o Ti seja quimicamente reativo, a fina camada de óxido que se forma em sua
superfície é geralmente impermeável à ação dos agentes corrosivos mais comuns. Condições
redutoras, ambientes altamente oxidantes e a presença de íons fluoreto reduzem bastante a
natureza protetora desta camada. Sua estabilidade e integridade podem ser aumentadas
significativamente com a adição de inibidores ao ambiente corrosivo (DONACHIE JR, 1988).
Este fato permite o uso do Ti em processos industriais nos quais se utilizam soluções
ácidas (incluindo ácidos clorídrico e sulfúrico) altamente corrosivas. A adição de sais
dissolvidos de ferro, níquel, cobre e cromo e os ácidos nítrico e crômico são inibidores muito
eficazes para essa aplicação.
O contato do Ti com metais dissimilares (corrosão galvânica) geralmente não acelera a
corrosão do Ti, exceto em ambientes com condições redutoras. Nestas condições, o Ti
apresenta um potencial semelhante ao do alumínio, sofrendo corrosão acelerada quando em
contato com metais mais nobres (platina, ouro e prata). Entretanto, em condições oxidantes
normais, o Ti apresenta potencial superior ao de outros materiais metálicos, como AI e ligas
de níquel e de cobre. Deste modo, geralmente o Ti não sofre corrosão galvânica e sim leva à
corrosão de outros metais com os quais está em contato, principalmente quando a área de Ti
exposta é muito superior.
Em contato com o hidrogênio o Ti forma camadas de hidretos superficiais, que
geralmente são estáveis e não causam problemas. Todavia, em temperaturas superiores a 75ºC
22
o hidrogênio pode se difundir através do Ti, causando fragilização. Em alguns ambientes o
hidreto de Ti é instável e se decompõe, causando perda de metal (DONACHIE JR, 1988).
A corrosão por frestas no Ti ocorre normalmente em soluções de salmoura contendo
O2. Nesta situação, o O2 se difunde mais lentamente da solução para a fresta do que é
consumido no interior da mesma. Em geral, este tipo de corrosão ocorre em soluções quentes
de cloretos, sendo também possível observar esta ocorrência em soluções à base de iodetos,
brometos e sulfatos. A susceptibilidade cresce com o aumento da temperatura, e da
concentração de íons cloretos, reduzindo com a menor concentração de oxigênio dissolvido e
do pH. A corrosão por frestas do Ti não foi observada em soluções com pH neutro em
temperaturas inferiores a 120ºC. Para valores de pH mais baixos, este tipo de corrosão pode
ser encontrada em temperaturas inferiores a 120ºC (DONACHIE JR, 1988).
A corrosão por pites é comumente observada em metais passivados, como alumínio,
AI e Ti, onde o pite se inicia em imperfeições do filme de óxido. Íons agressivos como, por
exemplo, os cloretos, se concentram nesses locais até romper esta camada passiva. O pite
ocorre quando o potencial do metal excede o potencial de quebra da película de óxido.
Felizmente, o potencial de quebra do filme passivo do Ti é muito elevado na maioria dos
ambientes, de modo que este modo de falha não é comum.
Algumas falhas em tubos de Ti têm sido associadas à defeitos de fabricação e
montagem, onde partículas de ferro se incrustaram no filme passivo. Embora o Ti se comporte
como catodo em relação ao aço carbono, nesta situação pode ocorrer a partícula de ferro pode
nuclear pites e as condições ácidas locais permitir seu crescimento, impedindo a recuperação
do filme passivo e mantém a corrosão até que o Ti seja perfurado (DONACHIE JR, 1988).
Para a maioria dos materiais existem velocidades críticas além das quais os filmes
protetores são arrancados e um ataque corrosivo acelerado acontece. Este dano é conhecido
como corrosão-erosão. A velocidade crítica difere bastante de um material para outro,
podendo ser tão baixa quanto 0,6 a 0,9 m/s. Para o Ti, a velocidade crítica na água do mar é
alta, superior a 27 m/s. Vários ensaios de corrosão-erosão mostraram que o Ti apresenta
significativa resistência a este tipo de ataque. A presença de partículas abrasivas em
suspensão num fluido que escoa pode agravar este tipo de corrosão (DONACHIE JR, 1988).
23
2.2 AÇOS INOXIDÁVEIS A descoberta do aço inoxidável (AI) ocorreu em 1912 quando, a pedido de um
fabricante de armas, o inglês Harry Brearley começou a pesquisar uma liga mais resistente ao
desgaste na superfície interior dos canos das armas de fogo. Ao tentar encontrar uma liga
metálica com maior resistência a erosão, ele desenvolveu um novo aço com altos teores de
cromo. Este aço era extremamente resistente ao ataque químico a base de ácido nítrico
(HNO3) normalmente utilizado para revelar a microestrutura dos aços. Assim, o inglês não
obteve uma liga metálica resistente ao desgaste, mas uma liga metálica resistente à corrosão.
Os AI são ligas de ferrosas contendo uma quantidade mínima de 10,5% de Cr em
massa (IMOA, 2009). Os AI podem conter diversos elementos de liga como molibdênio,
níquel, vanádio, entre outros. O níquel, por exemplo, melhora a resistência da liga às altas
temperaturas, sua ductilidade e soldabilidade. O cromo forma uma fina camada superficial de
óxido de cromo (Cr2O3) que confere resistência à corrosão ao aço. Todavia, essa resistência
depende da estabilidade desta película, cuja espessura é inferior a 0,02µm
(CHIAVERINI,1988). A faixa de passividade pode ser expandida com adições de molibdênio,
nitrogênio e níquel desde que estes estejam em solução sólida para não haver formação de
precipitados ricos em cromo, que fragilizam o material.
A resistência à corrosão e as propriedades mecânicas são usualmente as características
mais importantes para a seleção dos AI em certas aplicações. Vários elementos podem
influenciar na resistência à corrosão por pites nos AI austeníticos em meios contendo cloretos,
mas os principais são: Cr, Mo e N. Para se determinar quantitativamente o efeito destes
elementos na resistência à corrosão por pites são utilizadas várias fórmulas para representar a
Resistência Equivalente ao Pite (PRE - Pitting Resistance Equivalent ou PREN - Pitting
Resistance Equivalent Number) como as indicadas nas equações 2.1 e 2.2 a seguir. Quanto
maior o valor do PRE maior deverá ser a resistência à corrosão por pites do material
(SEDRIKS, 1996).
PRE = (%Cr) + 3,3 (%Mo) + 16 (%N) Equação 2.1
PRE = (%Cr) + 3.3 (%Mo + 0.5 · %W) + 16 (%N) Equação 2.2
Outros fatores como características de fabricação, propriedades mecânicas em faixas
de temperaturas específicas e custos também são relevantes para a escolha do material.
24
Os AI podem apresentar diferentes microestruturas de acordo com os elementos de
liga presentes, que são divididos em dois grupos: os estabilizantes de ferrita (Cr, Mo, Si, Nb e
Ti) e os estabilizantes de austenita (C, N, Ni e Mn).
2.2.1 Influência dos Principais Elementos de Liga nos Aços Inoxidáveis
Carbono (C)
O carbono é um elemento austenitizante, que é adicionado aos AI com as finalidades
de promover o endurecimento e/ou obter a estrutura austenítica. No caso dos aços inoxidáveis
martensíticos (AIM), o carbono exerce função de endurecimento, aumento da temperabilidade
e estabilização da austenita em altas temperaturas, a qual se transforma em martensita no
resfriamento do tratamento térmico de têmpera. Assim, a liga AISI 440C é o AIM de mais
alto C, com elevada dureza, porém baixa resistência à corrosão na comparação com outras
ligas inoxidáveis. O carbono tem grande afinidade pelo cromo e, ao formar carbonetos Cr23C6,
provoca queda da resistência à corrosão. Quando se deseja AI de mais alta resistência à
corrosão deve-se limitar o teor de carbono a valores o mais baixo possível.
Nos aços inoxidáveis austeno-ferríticos, superausteníticos e supermartensíticos
modernos, os teores de C são limitados a 0,03%. O mesmo pode-se dizer das ligas austeníticas
“L” (“low carbon”) e dos aços ferríticos modernos de boa soldabilidade.
Cromo (Cr)
Elemento ferritizante, tem como função principal conferir resistência à corrosão e
oxidação em altas temperaturas nos aços através da formação do filme de passivação (Cr2O3)
na superfície do material. Para proteger o aço contra ações corrosivas do meio ambiente é
necessário um teor mínimo de 11% desse elemento. Essa resistência é tão maior quanto maior
for o teor de Cr na liga, porém é preciso ter o cromo dissolvido em solução sólida. Aços de
teor de cromo igual ou superior a 20% são muito susceptíveis a formação de intermetálicos
ricos em cromo, tais como a fase sigma (σ) (GUNN, 2003; IMOA, 2009). A precipitação
destes intermetálicos, mesmo em aços de alto teor de Cr e Mo, provoca queda acentuada da
resistência à corrosão.
25
Níquel (Ni)
Elemento estabilizante da austenita (γ), o Ni também melhora a tenacidade e a
resistência à corrosão dos AI, porem não é tão eficiente quanto o Cr (GUNN, 2003; IMOA,
2001). Nos aços inoxidáveis austeníticos (AIA) o Ni é utilizado em grande quantidade, em
teores tão maiores quanto maiores forem os teores de elementos ferritizantes (Cr, Mo, etc.), de
modo a se garantir a estrutura austenítica na liga. Nos aços de estrutura austeno-ferrítica, faz-
se um balanço dos elementos ferritizantes (Cr, Mo e Si) e austenitizantes (Ni, N e C), de
modo a se obter aproximadamente 50% de ferrita e 50% de austenita após um adequado
tratamento térmico. Os aços inoxidáveis ferríticos (AIF) e martensíticos (AIM) tradicionais
não possuem adições importantes de Ni, porém os modernos aços supermartensíticos e
superferríticos já incluem este elemento em sua composição.
Nos aços inoxidáveis austeno-ferríticos (AID) altos teores de Ni são prejudiciais, pois
ocorre uma precipitação excessiva de γ, produzindo um enriquecimento do Cr e do Mo na
fase ferrítica (δ) e conduzindo desse modo à precipitação muito mais intensa de compostos
intermetálicos no intervalo de temperatura entre 650ºC e 950ºC (GUNN, 2003).
Molibdênio (Mo)
Assim como o Cr, é um elemento ferritizante. É muito utilizado nos diversos tipos de
AI com o efeito de aumentar a resistência à corrosão, especialmente corrosão por pites
(GUNN, 2003; IMOA, 2009). Entretanto, o Mo aumenta também a chance de precipitação de
compostos intermetálicos.
Cobre (Cu)
Eleva os limites de resistência à tração e escoamento. Para se obter ótima resistência à
corrosão em soluções com 70% de H2SO4 à 60ºC, adiciona-se 1,5% Cu em AID com 25%
Cr. Já em soluções aquecidas de HCl, a adição de 0,5% Cu na liga diminui as taxas de
dissolução ativa e de corrosão por frestas. Entretanto, a quantidade de Cu nos AID é limitada
a 2%, pois acima disso ocorre a precipitação de finos compostos intermetálicos ricos em Cu
que diminuem a ductilidade a quente (GUNN, 2003).
26
Nitrogênio (N)
O aumento do teor de N favorece a formação de austenita, onde este elemento é dissolvido em
solução sólida, reduzindo o risco de formação de nitretos. O N também promove diversos
efeitos positivos nos AI, tais como, o aumento da resistência à corrosão por pites, a
precipitação de austenita (γ), o aumento da resistência da liga devido ao mecanismo de
endurecimento por solução sólida, além de atuar na estabilização dos AID contra precipitação
de fases intermetálicas, tais como sigma (σ) e chi (χ) (GUNN, 2003; IMOA, 2001). Nos AIA,
aumenta a resistência à corrosão por pite e retarda a formação da fase Cr-Mo. A combinação
do N com o Mo resulta em uma ação sinérgica em termos de resistência à corrosão (GUNN,
2003).
Manganês (Mn)
Aumenta a temperabilidade, soldabilidade e o limite de resistência à tração dos aços,
além de estabilizar os carbonetos. Nos AIM, adições de 1 a 2% de Mn têm pouca influência.
Porém grandes adições (acima de 10%) aumentam a proporção da austenita residual após
têmpera (COLOMBIER, 1967). Pequenos teores de manganês podem precipitar a formação
de σ, entretanto, para altos teores ocorre a estabilização da austenita, retardando esta
precipitação. A adição de Mn melhora a resistência mecânica da liga sem perda de
ductilidade, assim como a resistência à abrasão e ao desgaste. Aumenta a solubilidade do N
em solução sólida sem risco de gaseificação na liga. A combinação de Mn e N em AID torna
a liga mais resistente à corrosão por pites, porém teores excessivos de Mn (3% a 6%) fazem
cair bruscamente à resistência à esse tipo de corrosão (GUNN, 2003).
Silício (Si)
O Si aumenta a resistência à corrosão da liga em serviços a altas temperaturas e em
serviços com presença de ácido nítrico em altas concentrações. Sua adição eleva o limite de
escoamento e de resistência à tração, porém causa uma pequena diminuição da tenacidade,
usinabilidade e condutividade térmica. Não é um elemento formador de carbonetos.
Experimentos realizados em AID com altas proporções de Si (3,5 – 5,5%) mostraram que
esses aços são imunes à corrosão sob tensão (CST), além de apresentar um aumento na
resistência à corrosão por pites. Todavia, como o Si favorece a precipitação de fase sigma (σ),
seu teor nos AID deve ser limitado a 1% (GUNN, 2003).
27
As principais famílias de AI, classificados segundo suas estruturas metalúrgicas, são
ferríticos (AIF); martensíticos (AIM); endurecíveis por precipitação (PH – Precipitation
hardening); austeno-ferríticos, popularmente conhecidos como Duplex (AID); e austeníticos
(AIA). A seguir, algumas características e propriedades destas famílias serão descritas.
Aços Inoxidáveis Ferríticos (AIF)
Os aços inoxidáveis ferríticos (AIF) são ligas Fe-Cr com teor de cromo que pode
variar de 10,5 a 30% e adições de elementos como Mn, Ni, Al, Mo, Si e Ti. Apresentam
estrutura cristalina cúbica de corpo centrado (CCC), o que lhes confere propriedades
magnéticas. Estas ligas possuem boa ductilidade, conformabilidade, alto valor de limite de
escoamento e baixo custo, mas sua resistência mecânica em elevadas temperaturas é
relativamente baixa quando comparada com os aços inoxidáveis austeníticos (AIA). Também
conhecidos por boa resistência à corrosão, mas se destacam, em relação aos AIA, por serem
imunes a fenômenos de corrosão sob tensão. A soldabilidade dos AIF é limitada devido ao
crescimento de grãos, o que provoca uma diminuição da tenacidade na zona termicamente
afetada (ZTA) e metal de solda (MS). AI superferríticos foram recentemente desenvolvidos
com altos teores de Cr e Mo a fim de se obter elevada resistência à corrosão. Podem ocorrer
fases intermetálicas deletérias como σ, χ e α’ dependendo do teor de Cr, tratamento térmico
e/ou das condições de serviço.
Aços Inoxidáveis Martensíticos (AIM)
Os aços inoxidáveis martensíticos (AIM) são ligas Fe-Cr-C contendo entre 10,5 a 18%
Cr e o teor de carbono varia de modo a favorecer a formação de austenita na temperatura de
tempera para propiciar posterior transformação martensítica no resfriamento (pode exceder
1,2%). Possuem estrutura cristalina CCC distorcida numa condição endurecida, resultando na
estrutura martensítica. Podem ser endurecíveis através de tratamento térmico e neste estado
apresenta estrutura cristalina tetragonal de corpo centrado (TCC) devido à presença de
maiores teores de carbono quando comparados com os AIF. Exibem alta resistência mecânica
com valores de limite de resistência elevados e baixa ductilidade se comparados com os AIA
e AIF. Podem ser facilmente trabalhados tanto a quente como a frio, principalmente quando o
teor de carbono é baixo. São ferromagnéticos e sua resistência a corrosão decresce a medida
que aumenta o teor de C, caracterizando-o como o menos resistente a corrosão dentre os AI.
28
Elementos como Nb, Si, W e V são adicionados para modificar a resposta ao revenimento
após a têmpera. Os AIM foram desenvolvidos e vem sendo muito utilizados devido a alta
resistência mecânica e elevada resistência à corrosão obtidas mediante adições controladas de
Ni e Mo e redução de C contidos na liga.
Aços Inoxidáveis Endurecíveis por Precipitação (PH)
Os aços inoxidáveis endurecíveis por precipitação (PH) são ligas Fe-Cr-Ni contendo
elementos endurecedores por meio de precipitação tais como o Cu, Ti e Al. Possuem entre 12
a 17% Cr, 4 a 8% Ni e até 2% Mo, com matriz martensítica ou austenítica na condição
recozida. Aqueles que são austeníticos no estado recozido são frequentemente transformáveis
em martensíticos por meio de tratamentos térmicos, às vezes, com um tratamento térmico sub
zero. Na maioria dos casos, estes AI podem atingir elevada resistência mecânica através do
endurecimento por precipitação da estrutura martensítica. Apresentam resistência à corrosão e
mecânica comparável à dos austeníticos e martensíticos, respectivamente. São também
chamados de PH (precipitation-hardening), pois possuem como mecanismo de
endurecimento a precipitação de partículas finas.
Aços Inoxidáveis Austeno-ferríticos (AID)
Os aços inoxidáveis austeno-ferríticos, conhecidos como duplex (AID), são formados
por uma estrutura dupla de matriz ferrítica com ilhas de austenita em proporções semelhantes,
logo apresentam estrutura mista CCC e CFC. Possuem em sua composição de Cr e de Ni,
entre outros elementos de liga. Os principais elementos de liga são Cr e Ni, com teores entre
18 a 29% e 3 a 8%, respectivamente. Outros elementos como N, Mo, Cu, Si e W são
adicionados para controlar o balanço microestrutural e fornecer resistência à corrosão. A
resistência à corrosão dos AID é equivalente à resistência à corrosão dos AIA com teores de
elementos de liga semelhantes. No entanto, os AID possuem limites de escoamento, limites de
resistência e resistência à CST superiores aos AIA. A tenacidade dos AID está entre os AIA e
AIF. Os aços austeno-ferríticos podem ser classificados de acordo com sua resistência à
corrosão por pites em Lean duplex, Duplex, Superduplex e Hyperduplex.
29
Aços Inoxidáveis Austeníticos (AIA)
Os aços inoxidáveis austeníticos (AIA) são ligas ferro-cromo-níquel não magnéticos
que apresentam teores de Cr entre 15 a 26%, Ni até 35% e Mn até 15%. Possuem estrutura
CFC devido ao uso de elementos austenitizantes como o Ni, Mn e N. A maioria dos AIA não
é endurecível por tratamentos térmicos, apenas por trabalho a frio, o que pode torna-los
ligeiramente magnéticos em determinadas designações.
Apresentam como principais características a boa soldabilidade e excelente resistência
à corrosão, alta ductilidade, alta resistência à fluência, porém baixos limites de escoamento e
de resistência à temperatura ambiente. Por terem estrutura CFC não possuem transição dúctil
frágil com a diminuição da temperatura e, portanto, possui elevada tenacidade. São muito
susceptíveis ao fenômeno de corrosão intergranular conhecido como sensitização em
consequência do processamento termomecânico ou quando expostos em determinadas
temperaturas de serviço. Porém este fenômeno pode ser minimizado com o decréscimo do
teor de carbono (C) a valores da ordem de 0,03% ou com o emprego de ligas de AIA
estabilizadas ao Nb ou Ti.
A adição de molibdênio (2 a 4 %), em determinados graus, aumenta a resistência à
corrosão por pites, sempre e quando este elemento se encontre dissolvido em solução solida
na matriz. Os elementos Mo, Cu, Si, Al, Ti e Nb podem ser adicionados para garantir certas
propriedades em condições específicas, por exemplo, o Mo melhora a resistência à corrosão
por pites (ASM, 1990). Os aços da série 200 contem N, Mn de 4 a 15,5%, e Ni até 7%. Os da
série 300 contem maiores teores de Ni e o Mn pode chegar até 2%.
Os AI desta família são os mais utilizados dentre as outras classes, sendo o AISI 304 o
grau mais produzido.
A figura 1 mostra a partir do aço AISI 304 quais os AI e as propriedades que podem
ser conseguidas com a modificação da composição química.
30
Figura 1 - Fluxograma de algumas modificações da composição química do aço AISI 304
para produzir propriedades especiais (SEDRIKS, 1996)
A tabela 4 apresenta algumas composições dos AIA contendo os principais elementos
de liga. O Cr (na faixa de 15 a 26%) confere aos aços a resistência à corrosão e o Ni favorece
a estabilidade da austenita, quando presente na faixa de 5 a 37%. Em alguns aços, o Mo pode
está presente na faixa de 2,0 a 4,0% para melhorar a resistência à corrosão por pites do
material.
Tabela 4 - Composição química de aços inoxidáveis austeníticos (PLAUT et al, 2007).
Material AISI
[%peso] C Mn Si Cr Ni Mo N Outros
202 ≤ 0,15 7,5-10,0 ≤ 1,0 17,0-19,0 4,0-6,0 - 0,25 - 205 0,12–0,15 14,0-15,5 ≤ 1,0 16,5-18,0 1,0-1,75 - 0,32-0,40 - 304 ≤ 0,08 ≤ 2,0 ≤ 1,0 18,0-20,0 8,0-10,5 - - -
316 ≤ 0,08 ≤ 2,0 ≤ 1,0 16,0-18,0
10,0-14,0 2,0-3,0 - -
321 ≤ 0,08 ≤ 2,0 ≤ 1,0 17,0-19,0
9,0-12,0 - - Ti≥5x%C
31
Os AIA vêm sendo muito utilizados em feixes de tubos de permutadores de calor em
sistemas de circuito fechado de água de aquecimento e de resfriamento devido a sua boa
resistência à corrosão. Entretanto o teor de cloreto deve ser controlado e as superfícies do
material ausentes de depósitos e sujeiras. Por exemplo, o aço AISI 304 pode resistir à
corrosão por pites em meios contendo teores de cloreto de 1000 ppm ou superior, isto na
ausência de incrustações, frestas, na condição de estagnação (ASM, 1987). Tais condições
podem permitir que os íons de cloreto se concentrem na superfície do metal e iniciem o pite.
Os AIA podem sofrer um forte ataque localizado na presença de cloretos,
principalmente em regiões que apresentam uma heterogeneidade metalúrgica. A deterioração
por pites em meios contendo cloreto é um tipo muito grave de corrosão devido à rapidez com
que seções metálicas podem ser perfuradas e este processo é intensificado na presença de
oxigênio em solução (EL-ROUBI et al., 2006, ASM, 1987).
A temperatura e o pH são conhecidos por influenciarem na corrosão por pites. Assim,
em condições de baixas temperaturas e elevados pH, os AIA se tornam imunes à corrosão por
pites. Entretanto, para um meio particular, um tipo de AI pode ser caracterizado por uma
única temperatura, ou uma faixa muito estreita de temperaturas, acima do qual irão iniciar a
corrosão por pites, e abaixo do qual a corrosão não ocorrerá. Esta temperatura é conhecida
como temperatura crítica de pite (CPT – Critical Pitting Temperature). Assim, é possível
selecionar um tipo que não estará sujeito à corrosão por pites se o meio e a temperatura não
excederem os níveis críticos (EL-ROUBI et al., 2006, ASM, 1990).
Alguns AIA apresentam adições de Mo e N de modo a aumentar o PREN. Surgiram
então os aços superausteníticos (PLAUT et al, 2007), que foram desenvolvidos para
aplicações agressivas, tais como ambientes marinhos e outras aplicações envolvendo altas
temperaturas.
Os aços da série “super” possuem elevados valores de PRE, o que indica uma alta
resistência à corrosão por pites (HEINO; KARLSSON, 2001). Um dos mais conhecidos é o
254 SMO, que possui uma maior resistência a concentração de cloretos podendo ser
empregados em maiores temperaturas. Desta forma, é uma opção aos AID e ligas de níquel
(RITONI et al, 2007). O aço 254 SMO, objeto deste estudo, faz parte desta família, e será
detalhado a seguir.
32
2.3 AÇOS INOXIDÁVEIS SUPERAUSTENÍTICOS (AISA)
A família dos aços inoxidáveis austeníticos superausteníticos (AISA), também
chamados de aços inoxidáveis de alta performance, apresenta muitas características similares
aos aços austeníticos convencionais. Na condição recozida consistem de uma única fase,
austenita cúbica de face centrada, e são não magnéticos. Esta estrutura é caracterizada,
relativamente, por um baixo limite de escoamento, alta taxa de encruamento, elevada
resistência mecânica, boa ductilidade e maleabilidade e excelente tenacidade a baixa
temperatura, não sendo endurecidos por tratamento térmicos.
Os AISA se distinguem por sua superior resistência a corrosão em uma grande
variedade de ambientes agressivos, quando comparados com os AIA convencionais graus 304
e 316. Esta maior resistência ao pite e a corrosão sob tensão é especialmente evidente em
ambientes com cloretos, como resultado do alto teor de cromo, níquel, molibdênio e
nitrogênio. A produção deste material com baixos teores de carbono permite preservar sua
resistência durante o trabalho a quente e operações de soldagem, sendo utilizado
extensivamente em tubulações offshore e nuclear, onde a qualidade da solda é extremamente
importante.
Na tabela 5 a seguir pode-se comparar a composição química e o PRE das principais
ligas superausteníticas com a dos AI convencionais 316L e 317L.
Tabela 5 - Composição química dos aços inoxidáveis austeníticos de alta performance
(Adaptada de NICKEL INSTITUTE, 2014)
Nome UNS C N Cr Ni Mo Cu Outros PRE
316L S31603 0,03 0,10 16,0-18,0 10,0-14,0 2,0-3,0 - - 23
317L S31703 0,03 0,10 18,0-20,0 11,0-15,0 3,0-4,0 - - 28
904L N08904 0,02 - 19,0-23,0 23,0-28,0 4,0-5,0 1,00-2,00 - 32
254 SMO S31254 0,02 0,18-0,22 19,5-20,5 17,5-18,5 6,0-6,5 0,50-1,00 - 42
654 SMO S32654 0,02 0,45-0,55 24,0-26,0 21,0-23,0 7,0-8,0 0,30-0,60 Mn: 2,0-4,0
Cu: 0,3-0,6 54
A família de ligas dos AISA com 6% Mo, incluindo o 254 SMO, foi originalmente
projetada para resistir à corrosão localizada em água do mar à temperatura ambiente. Esta
característica é atingida com o uso de um teor relativamente alto de N, Cr e Mo, resultando
em um PRE na faixa de 40 a 43. O alto teor de N ajuda a estabilizar a austenita, resultando
33
numa boa resistência aos ácidos em geral e à CST. O N também contribui para uma
substancial vantagem devido ao aumento da resistência, principalmente ao escoamento,
comparado com as ligas da mesma família sem N.
Além da resistência à corrosão, outra grande diferença em relação aos austeníticos
convencionais é a rapidez na formação de fases secundárias à altas temperaturas. Os dois
principais elementos que aumentam a resistência a corrosão, Cr e Mo, também participam da
formação de muitas fases intermetálicas indesejáveis (σ, χ) que podem ocorrer nestes
materiais. A taxa de formação destas fases pode ser muita rápida. Estas fases podem ser
prejudiciais a certas propriedades mecânicas e de corrosão. Por esta razão, a aplicação dos
aços superausteníticos é limitada a temperaturas de 500°C e os tratamentos térmicos
requeridos no processamento e fabricação, bem como os ciclos térmicos em serviço, devem
considerar a cinética de precipitação, assegurando a obtenção das propriedades mecânicas e
de corrosão. Na maioria destes materiais têm sido desenvolvido um processamento
estabelecendo um compromisso para maximizar a resistência à corrosão e retardar as reações
de precipitação. A manutenção de um baixo teor de carbono permite retardar a maioria das
reações de precipitação.
A cinética de transformação de fases secundárias em um AIA convencional, como o
tipo 316, caracteriza-se pela lenta formação das fases χ e σ (leva centenas de horas) e a
precipitação de carbonetos, altamente dependentes do teor de carbono. Nas séries de baixo C,
o tempo para iniciar a precipitação de carboneto é de cerca de trinta minutos a uma hora,
tempo mais do que suficiente para realizar um tratamento térmico normal e operações de
soldagem sem provocar sensitização.
Nos AISA, o elevado teor de Cr e Mo aceleram as reações χ e σ enquanto que os
teores de Ni e N não retardam de forma significativa essas reações. Maiores teores de Cr e Ni
também reduzem a solubilidade do C, o que favorece a precipitação de fases. Por esta razão
estes aços devem ser produzidos com baixos teores de C e a adição de N auxilia a retardar a
precipitação de carbonetos.
O AISA UNS S31254, conhecido comercialmente como 254 SMO, possui teor de Mo
na faixa de 6% e 0,2% de N, resultando em uma liga com boa resistência à corrosão por pites
e por frestas. Este material vem sendo muito utilizado em aplicações offshore em sistemas de
dessalinização e em sistemas de resfriamento, injeção e combate a incêndio que utilizam água
do mar. A maioria dos sistemas de refrigeração que utilizam água do mar contem cloro para
34
evitar incrustações (FRANCIS et al, 2011). Estes fluidos podem conter cloro livre e oxigênio
dissolvido, o que limita sua temperatura de utilização em função da redução de sua resistência
à corrosão, principalmente por pites e frestas. Esta liga não apresenta classificação AISI
(American Iron and Steel Institute) e devido à sua microestrutura austenítica, possui boa
resistência ao impacto e ductilidade, tanto em temperatura ambiente como em temperaturas
criogênicas.
2.3.1 Propriedades Mecânicas
Os AISA apresentam excelente combinação de boa resistência, ductilidade e
tenacidade numa ampla faixa de temperatura. Sua excelente resistência ao impacto a baixas
temperaturas é incomum para materiais de alta resistência. São mais resistentes que os AIA
convencionais devido ao maior teor de elementos de liga. A maioria dos elementos de liga
utilizados para melhorar a resistência à corrosão ou controlar o balanço das fases também
promovem um aumento de resistência por solução sólida.
A figura 2 mostra o efeito da adição de diversos elementos de liga no aumento do
limite de escoamento dos AIA. Destaca-se o efeito pronunciado do N, que mesmo em baixos
teores eleva de forma considerável a tensão de escoamento.
Figura 2 - Efeito dos elementos de liga nas propriedades nos aços inoxidáveis austeníticos (Adaptada de HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014)
35
A tabela 6 mostra os requisitos mínimos de propriedades mecânicas à temperatura
ambiente de algumas ligas superausteníticas, conforme especificação ASTM A-240. Para
efeito de comparação, a tabela 6 mostra as propriedades do AISA 254 SMO, revelando um
limite de escoamento mínimo de 44 Ksi, consideravelmente maior que o mínimo indicado
para o AIA AISI 316L, que é de 25 ksi.
Tabela 6 - Propriedades mecânicas dos AISA segundo ASTM (Adaptada de HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014)
Nome
Resistência à tração
(mínimo)
Limite de escoamento
(mínimo)
Alongamento
(mínimo)
Dureza (máxima)
ksi MPa ksi MPa % Brinell HRB
316L 70 485 25 170 - - 23
317L 75 515 30 205 - - 28
904L 71 490 31 220 35 - -
254 SMO 94 650 43 300 35 223 97
654 SMO 109 740 62 425 35 250 -
Este aumento nas propriedades mecânicas dos AISA resulta em maiores valores de
tensões admissíveis de projeto a serem utilizadas no cálculo mecânico de componentes em
relação aos AIA convencionais, podendo chegar ao dobro do valor indicado para AIA AISI
316L. A tabela 7 apresenta os valores de tensões admissíveis de projeto do AISA 254 SMO
(23,9 ksi à temperatura ambiente) e do AIA 316L (16,7 ksi à temperatura ambiente),
evidenciando aumento expressivo na tensão admissível (43%).
Tabela 7 - Tensões admissíveis dos AISA segundo ASME (ksi) (Adaptada de HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014)
Nome ASME 38ºC 93ºC 149ºC 204ºC 260ºC 316ºC 371ºC 427ºC
316L SA-240 16,7 14,2 12,7 11,7 10,9 10,4 10,0 9,6
317L SA-240 20,0 17,0 15,2 14,0 13,1 12,5 12,0 11,5
904L SB-625 20,3 16,7 15,1 13,8 12,7 11,9 11,4 -
254 SMO SA-240 23,9 23,5 21,4 19,8 18,6 17,9 17,4 -
654 SMO SA-240 31,1 31,1 30,3 28,5 27,3 26,6 26,3 25,9
36
2.3.2 Corrosão dos aços inoxidáveis superausteníticos
Dentre muitos fatores comerciais e técnicos que levaram ao desenvolvimento dos
AISA, o mais relevante foi a necessidade de se obter uma liga com boa resistência à corrosão
por pites, frestas e sob tensão em ambientes agressivos com cloretos.
A principal característica dos AISA é sua excelente resistência à diversos tipos de
corrosão: apresenta boa resistência à corrosão por erosão, elevada resistência à corrosão por
pites e frestas em água do mar, excelente resistência em ambientes com concentração de
haletos e alta resistência à trincamento por CST por cloretos. Como já mencionado, o bom
desempenho dos AISA é devido a utilização de cromo, molibdênio e nitrogênio, muito
eficazes na melhoria da resistência à corrosão por pites e por frestas e do elevado teor de
níquel e nitrogênio, visando maior resistência à CST.
A corrosão por pites e frestas dos AI ocorre devido à quebra do filme passivo,
desenvolvendo localmente uma área anódica envolvida de regiões catódicas, que permanecem
passivas. A corrosão por frestas requer a presença de um depósito ou junta para formar uma
fenda na superfície. Caso contrário, as duas formas de corrosão são essencialmente idênticas.
Portanto, os vários tipos de AI se comportam de forma semelhante no que se refere a estas
formas de corrosão, exceto pelo fato das frestas favoreceram o inicio da corrosão. Como a
maiorias das estruturas contem frestas, este tipo de corrosão é uma das mais difíceis de
prevenir.
Como mencionado no item 2.2 a resistência à corrosão dos AI pode ser avaliada
através do PRE, que é função da composição química do material. Diversos ensaios foram
desenvolvidos a fim de se determinar a temperatura máxima na qual o material se torna
susceptível a presença de pites ou frestas, temperaturas estas conhecidas como CCT (Critical
crevice temperature) e CPT, respectivamente. A figura 3 revela graficamente as CPT e CCT
de diversas ligas de AI e de níquel obtidas no ensaio ASTM G48, (2003) realizado por
imersão do corpo de prova em solução 10% de cloreto férrico (HIGH PERFORMANCE
STAINLESS STEEL, 2014). Pode-se observar em destaque que o AISA 254 SMO apresentou
uma CPT na faixa de 71ºC e uma CCT na faixa de 40ºC. Estes valores são bem superiores aos
indicados para o AIA AISI 316L, que mostra uma CPT de 10ºC.
37
Figura 3 - Temperaturas críticas de corrosão por pites e frestas em aços inoxidáveis e ligas de Ni (HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014)
A figura 4 mostra de uma forma genérica a variação da CPT e CCT em função do PRE
das ligas de AIA. A figura mostra resultados de CPT obtidos em dois métodos: imersão em
solução 6% cloreto férrico e ensaio eletroquímico em solução 1M de NaCl (HIGH
PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014).
Figura 4 - Temperaturas críticas de corrosão por pites e frestas em aços inoxidáveis austeníticos relacionadas com o PRE (HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL, 2014).
38
Pode-se observar de uma forma geral, que quanto maior o PRE mais elevadas são a
CPT e a CCT. Para um mesmo PRE a CCT é sempre inferior a CPT, mostrando o efeito
prejudicial da fresta. Em relação ao meio ensaiado, os resultados mostram que o ensaio em
cloreto férrico, conforme ASTM G48, (2003), é mais severo que no eletroquímico, resultando
em menores CPT. Por esta razão, os valores normalmente obtidos no ensaio ASTM G48,
(2003) são considerados conservativos, quando comparados às condições de serviço.
Como já mencionado anteriormente uma grande aplicação dos AISA é em sistemas
que utilizam água do mar, tais como sistemas de resfriamento. A água do mar natural é
corrosiva à maioria dos materiais metálicos devido à presença de oxigênio dissolvido e ao
tratamento empregado no controle de microrganismos, à base de hipoclorito de sódio. A
temperatura da água captada também tem influência direta na sua corrosividade e na seleção
de materiais, visto que quanto mais alta a temperatura maior a velocidade das reações de
corrosão pelo oxigênio dissolvido e por íons cloretos.
Os efeitos dos agentes corrosivos presentes na captação de água do mar sobre as ligas
resistentes à corrosão podem ser resumidos conforme a seguir:
• Oxigênio - Acelera as reações de corrosão e sua ação corrosiva aumenta com a
elevação de sua concentração, redução da velocidade de fluxo e aumento da
temperatura, gerando pites e frestas;
• Biofilme - Eleva o potencial do material e exerce efeito catalítico nas reações
de redução do oxigênio, aumentando os riscos de corrosão sob depósitos,
galvânica e frestas;
• Cloreto - agente mais crítico, pois eleva o potencial a valores mais altos do que
os observados na presença de biofilme. Logo, os riscos de corrosão galvânica
e por frestas são ainda maiores;
Um dos principais agentes utilizados para controle bacteriológico é o cloro ou
hipoclorito, que é adicionado à água do mar para controle do macrofouling resultando num
teor de 0,5 a 1,0 mg/L de cloro livre. Por ser um forte oxidante acelera a corrosão da grande
maioria dos materiais metálicos devido ao aumento do potencial do meio, teor de cloretos e
redução do pH.
A figura 5 mostra o efeito da cloração no potencial de circuito aberto na liga 254 SMO
em água do mar com e sem cloração contínua. Observa-se que o aumento do teor de cloro
39
livre desloca o potencial de corrosão para valores mais nobres resultando numa maior
susceptibilidade à corrosão por pites e frestas.
Figura 5 - Efeito da cloração no potencial de circuito aberto na liga 254 SMO em água do mar com e sem cloração contínua (Adaptada de HIGH PERFORMANCE STAINLESS STEEL,
2014).
Os AI de alta liga tem um amplo intervalo passivo e, dependendo da reação catódica,
podem atingir uma grande variedade de potenciais eletroquímicos (Francis et al , 2011). A
figura 6 revela genericamente a influência das diferentes condições da água do mar no
potencial de corrosão dos AI alta liga, tais como teor de Cl livre, O2 dissolvido e temperatura.
Figura 6 - Influência das diferentes condições da água do mar no potencial de corrosão
(Francis et al, 2011)
40
A figura 6 revela que na água do mar natural, aerada, ocorre a formação de um
biofilme no AI. O biofilme despolariza a reação catódica (redução do O2 dissolvido)
resultando num potencial de circuito aberto de cerca de 300 mV.
Observa-se também que na água do mar clorada, os potenciais aumentam para cerca
de 600 mVECS devido à reação catódica de redução do hipoclorito a cloreto.
Para a água do mar natural aquecida de 25 a 30°C acima da temperatura local
ambiente não há formação do biofilme e o potencial é mais negativo, em torno de 100 mV
ECS.
A redução do teor de oxigênio provoca a queda no potencial. A figura mostra que com
o teor de 200 ppb de O2 o potencial foi reduzido a -100 mVECS com dissolvido. Se a água do
mar for completamente desaerada o potencial pode atingir -450 mVECS.
Desta forma, a seleção dos materiais para aplicações com água do mar deve considerar
sua composição e qualidade, que é função da concentração de O2 dissolvido, pH, sólidos em
suspensão, cloro livre, atividades bacteriológicas, temperatura, dentre outros. Por esta razão, é
necessária uma avaliação criteriosa considerando as condições reais de serviço para um
desempenho satisfatório ao longo da vida útil do componente.
Malik e Ahmad (1998) estudaram o comportamento eletroquímico de diversas ligas de
AI de alta liga em água do mar com e sem cloração, nas temperaturas de 25ºC e 50ºC. Os AI
AISI 316L e 317L foram utilizados como ligas de referência. Foi utilizado o método de
polarização cíclica e verificou-se que a 25°C, tanto na água do mar com e sem cloração, e a
50ºC em água do mar sem cloração, os aços AISI 316L e 317L apresentaram baixa resistência
a corrosão. Os AI 904L e duplex 2205 a 25ºC, tanto na água do mar com e sem cloração,
mostraram boa resistência à corrosão, porém não resistiram à temperatura de 50ºC. Outras
ligas, incluindo o aço 254 SMO, mostraram melhor resistência à corrosão em todas as
condições de teste. O trabalho mostrou que ligas com valor de PRE superior ou igual a 30 à
25ºC com e sem cloro podem ser utilizadas com segurança para aplicações de água salgada.
Para temperaturas de 50ºC os materiais devem apresentar valor de PRE mínimo de 35 ou
soma dos teores de Cr + Mo acima de 25.
2.4 PERMUTADORES DE CALOR
Os vasos de pressão constituem os equipamentos mais importantes nas plantas de
processo, destacando-se os equipamentos com função de troca térmica entre os fluidos. Nesta
41
categoria está enquadrado o permutador de calor, também chamado de trocador de calor, que
é um dispositivo usado para a transferência de energia térmica. Esta transferência pode
ocorrer entre uma superfície sólida e um fluido, dois ou mais fluidos ou entre um líquido e
partículas sólidas em temperaturas diferentes e em contato térmico.
Os permutadores podem ser do tipo de transferência direta (ou recuperador), onde os
fluidos são separados por uma superfície de transferência de calor e, idealmente, não se
misturam. Existem também os do tipo transferência indireta (ou regenerador) em que a
transferência de calor entre os fluidos quentes e frios ocorre através do armazenamento e
rejeição da energia térmica de uma superfície.
As aplicações típicas envolvem o aquecimento ou arrefecimento de um vapor do
fluido de interesse, condensação de uma corrente de fluido simples ou multicomponente, e de
recuperação ou rejeição de calor de um sistema. Além destas aplicações, os trocadores
também são muito utilizados para destilar, pasteurizar, esterilizar, fracionar, cristalizar ou
controlar o fluido do processo. Os fluidos podem ser compostos individuais ou misturas.
Existem diversos modelos e tipos de trocadores trabalhando com fluidos variados e em
diversas faixas de temperatura e pressão. Sua seleção leva em consideração, além destas
variáveis, a eficiência de troca térmica, a perda de carga, o peso, dimensões, etc. Os
permutadores podem ser classificados de acordo com sua finalidade como pode-se observar a
seguir:
� Quanto à utilização:
Os trocadores de calor podem ser classificados pelas modificações que realizam no
estado físico do fluido de processo ou nas condições de temperatura. Quando o equipamento
opera com dois fluidos a designação correspondente ao serviço mais importante é
predominante. Assim, os trocadores de calor são classificados como:
• Aquecedor - aquece o fluido de processo. Geralmente com vapor d’água ou
fluido térmico;
• Condensador – retira calor de um vapor ate a sua condensação total ou
parcial. Pode também sub-resfriar um líquido condensado.
• Evaporador – promove concentração de uma solução pela evaporação do
líquido, de menor ponto de ebulição.
42
• Refrigerador – resfria um fluido de processo através da evaporação de um
fluido refrigerante. Por exemplo, amônia, propano ou hidrocarbonetos
clorofluorados;
• Resfriador – resfria um líquido ou gás por meio de água, ar ou salmoura;
• Vaporizador – cede calor ao fluido de processo, vaporizando-o total ou
parcialmente através de circulação natural ou forçada. Pode ser do tipo
"Gerador de Vapor" em que vapor d’água é gerado, aproveitando calor
excedente de um fluido de processo ou do tipo "Refervedor" em que o
vaporizador opera conectado a uma torre de processo, vaporizando o fluido
processado.
� Quanto à passagem de fluidos:
Os trocadores de calor podem ser classificados de acordo com a direção da corrente
dos fluidos:
• Corrente paralela – Neste tipo, os fluidos fazem troca térmica percorrendo o
mesmo sentido do trocador. É utilizado quando se deseja uma transferência de
calor muito grande no inicio, com resfriamento rápido.
• Contracorrente – quando os fluidos percorrem o trocador no sentido
contrario.
Os permutadores de calor podem ser classificados também de acordo com o processo
de transferência, a construção de fluxo, o arranjo, o número de fluidos, os mecanismos de
transferência de calor ou de acordo com o funcionamento do processo. Existem diversos tipos
e modelos construtivos destacando-se os permutadores casco e tubo, placas, casco e placas e
circuito impresso.
A seguir serão descritas brevemente algumas características dos mais importantes
modelos de permutadores sendo o permutador de placas, objeto deste estudo, mais detalhado à
frente.
2.4.1 Permutadores Casco e Tubo
O permutador casco e tubo é constituído basicamente de um feixe tubular envolvido
num casco. Neste modelo, um dos fluidos circula pelo interior e o outro pelo exterior dos
43
tubos, o que permite grande superfície de troca de calor. A figura 7 mostra as características
construtivas deste permutador.
Figura 7 - Características construtivas de um permutador de calor do tipo casco e tubos (TROCALOR, 2007).
Estes permutadores permitem o uso para altas pressões e temperaturas, porém exigem
um grande espaço físico para instalação e não são fáceis de serem adaptados a mudanças de
demanda térmica. Atualmente é um dos modelos mais utilizados em diversos segmentos
industriais por ser muito versátil e devido à sua robustez. Nos processos de refino de petróleo
e indústrias químicas são muito utilizados como geradores de vapor, condensadores,
aquecedores de água de alimentação da caldeira e radiadores de óleo em usinas de energia.
Nas unidades de produção de petróleo offshore são utilizados em diversos sistemas, tais como
o de aquecimento do óleo e resfriamento de gás (TELLES, 2001).
A figura 8 apresenta um desenho esquemático do trocador casco e tubo. As chicanas
localizadas no interior do casco têm a função de dar suporte aos tubos impedindo assim a sua
flexão e vibração e tornando o fluxo do lado do casco num fluxo o mais próximo do ideal.
44
Figura 8 - Desenho esquemático do trocador casco e tubo (UFMG)
Os principais materiais utilizados na fabricação de feixes de permutadores casco e
tubo na indústria petroquímica são o aço carbono, AIA e AID, ligas Cu-Ni, ligas de Ti e latão.
Atualmente, observa-se o aumento da aplicação dos AI para fabricação de tubos para
permutadores devido às suas excelentes propriedades mecânicas e resistência à corrosão.
Os vasos de pressão são projetados e fabricados atendendo a um código de construção,
sendo o mais utilizado o código ASME SEC VIII Div I. Para o tipo casco e tubo, o ASME
(2008) também exige o atendimento da norma específica TEMA (1999), que contempla todos
os requisitos de projeto dos vários modelos existentes em função da aplicação específica. A
tabela 8 exibe tipos de casco e cabeçotes de permutadores de calor casco tubo segundo norma
TEMA.
45
Tabela 8 - Tipos de Casco e Cabeçotes segundo a norma TEMA
Os três principais tipos de permutadores casco e tubo, quanto a seus aspectos
construtivos, são:
46
• Com espelhos fixos: Neste modelo os espelhos são soldados ao casco e
suportam o feixe tubular. Apresentam baixo custo devido à facilidade de
construção, a possibilidade de limpeza mecânica no lado interno dos tubos
após a remoção da tampa e a diminuição dos vazamentos do fluido no lado do
casco por não existirem juntas flangeadas. Não permitem a limpeza externa do
feixe de tubos, uma vez que o feixe é soldado ao casco impossibilitando a sua
remoção. A figura 9 revela as características do permutador com espelhos
fixos.
Figura 9 - Permutador de calor casco e tubos com espelhos fixos (MUKHERJEE, 1998)
• Com espelho flutuante: Neste modelo um espelho é fixado ao casco e o outro
está livre para “flutuar” dentro do casco, o que permite livre expansão do feixe
de tubos. É o tipo mais versátil e o mais caro. Na figura 10 é mostrado um
modelo de permutador de calor do tipo espelho flutuante.
Figura 10 - Permutador de calor casco e tubos com espelho flutuante (MUKHERJEE, 1998).
47
• Com tubos em U: Neste permutador os tubos são conformados em forma de
U, apresentando apenas um espelho. Permitem expansão ou contração do feixe
de tubos devido a diferenças térmicas, uma vez que uma extremidade encontra-
se livre e a possibilidade de limpeza externa do feixe de tubos por ser
removível. É muito utilizado quando há grandes gradientes de temperatura
entre os fluidos. A redução no custo devido à presença de apenas um espelho é
eliminada pelo aumento do diâmetro do casco e pelo processo de conformação
dos tubos. A figura 11 é mostra um modelo de permutador de calor com tubos
em U.
Figura 11 - Permutador de calor casco e tubos com tubos em U (MUKHERJEE, 1998).
Os principais problemas em serviço nestes equipamentos são oriundos de incrustações
(aumenta a perda de carga), falha nas juntas de vedação (vazamento externo) e a perda de
estanqueidade pelo feixe tubular. Esta ultima é considerada a mais relevante e de maior
comprometimento, tanto no aspecto operacional quanto no de segurança. Vários fatores
podem contribuir para este dano, atuando como principais mecanismos de corrosão (alveolar,
pites, CST e frestas) e danos mecânicos (erosão, abrasão e outros).
2.4.2 Permutadores Casco e Placas
Os trocadores compactos apresentam algumas vantagens em relação aos outros
modelos: além de ocuparem menos espaço e serem mais leves, possuem custo reduzido e
48
melhor eficiência térmica se comparados com o tipo casco e tubo e suportam maiores
pressões que os do tipo placa por não possuírem gaxetas. Como desvantagem, estão sujeitos a
fadiga térmica na falta de fluido refrigerante e entupimentos por sólidos em suspensão no
fluido, dificultando muito sua manutenção em serviço.
O modelo casca e placa é geralmente fabricado em Ti e AIA. Consiste num conjunto
de placas circulares totalmente soldadas entre si, formando um bloco que é inserido em um
casco cilíndrico compacto. Ele pode possuir aberturas para facilitar os serviços de manutenção
e inspeção do equipamento. A figura 12 mostra o desenho esquemático do trocador casco e
placa.
Figura 12 - Desenho esquemático do permutador casco placas (GESMEX, 2012).
2.4.3 Permutadores de Circuito Impresso
Os trocadores de circuito impresso, também conhecidos como PCHE (Printed circuit heat
exchangers), são feitos de chapas metálicas planas nas quais foram quimicamente gravados
canais de escoamento de fluidos. As chapas gravadas são empilhadas e soldadas por difusão
para formar núcleos de troca de calor fortes, compactos e inteiramente de metal. A soldagem
por difusão é um processo de soldagem de estado sólido que envolve o pressionamento das
superfícies metálicas umas contra as outras em altas temperaturas abaixo do ponto de fusão,
convertendo as chapas em blocos sólidos que contêm passagens de escoamento de fluidos
projetadas com precisão. Os blocos são então soldados uns aos outros para formar o núcleo do
49
trocador. Os condutos principais e os bocais são então soldados ao núcleo para formar o
trocador completo.
Os PCHEs são tipicamente de quatro a seis vezes menores e mais leves do que
trocadores de casco e tubo de serviço equivalente. Isso é resultado de sua grande área de
superfície de troca por unidade de volume, altos coeficientes de transferência de calor e
contato de contra fluxo em um único núcleo, quando necessário. Com esta configuração é
possível reduzir drasticamente o tamanho do trocador para uma mesma eficiência térmica,
como observado na figura 13 (HEATRIC, 2012).
Figura 13 - Permutador de circuito impresso em comparação com um permutador casco tubo (HEATRIC, 2012).
No bloco assim construído, os fluidos podem ser arranjados nas seguintes
configurações: cruzada, corrente e contracorrente. A figura 14 apresenta algumas etapas do
processo construtivo de um permutador de circuito impresso.
(a) (b) (c)
Figura 14 - Características construtivas de um permutador de circuito impresso: a) empilhamento das placas; b) bloco unido por difusão; c) canais e microestrutura metálica
(HEATRIC, 2012).
50
2.4.4 Permutadores de placas
O permutador de placas, conhecido como PHE - Plate Heat Exchanger, é formado por
um conjunto de placas de metal corrugadas com quatro furos para a passagem dos dois fluidos
entre os quais vai ocorrer a troca de calor, conforme figura 15. O conjunto de placas é
montado entre a placa de estrutura e a placa de pressão e é comprimido pelos parafusos de
aperto. A troca de calor ocorre através das placas metálicas.
Figura 15 - Características construtivas de um permutador de placas (DANTHERM, 2014).
Entre cada par de placas são usadas gaxetas para formar canais de escoamento pelos
quais os fluidos quente e frio circulam alternadamente, trocando calor através das placas
metálicas. As corrugações das placas promovem a turbulência dos fluidos e suportam as
placas contra um diferencial de pressão. Além disso, as corrugações facilitam a passagem
através dos canais, elevam a turbulência do escoamento e reforçam estruturalmente a placa.
Os permutadores de calor a placas podem ser com gaxeta, soldados ou brazados,
porém estes últimos dois tipos não são tão empregados por não permitirem abertura para
limpeza interna ou redimensionamento.
A furação das placas, o local dos bocais de alimentação e os diversos tipos e as
posições das gaxetas definem a distribuição das correntes ao longo do trocador. A figura 16
mostra o desenho esquemático das possíveis posições da gaxeta e a figura 17 mostra o
desenho esquemático das possíveis posições de perfuração de uma placa.
51
Figura 16 - Possíveis desenhos e posições de uma gaxeta (GUT, 2003).
Figura 17 - Possibilidades de perfuração para uma placa (GUT, 2003).
A configuração de um permutador a placas define a distribuição das correntes quente e
fria ao longo dos seus canais. Esta configuração é definida pelo seu número de canais, pelos
números de passes em cada lado e pelas localizações dos fluidos e das conexões de
alimentação. São exemplos de configurações o arranjo em paralelo, onde uma corrente pode
ser dividida entre os canais para realizar apenas um passe pelo trocador e o arranjo em série
que realiza diversos passes no trocador. Normalmente os arranjos em paralelo e em série são
empregados para altas e baixas vazões, respectivamente.
Os arranjos podem também ser combinados de diversas maneiras, o que torna este
modelo interessante para uma vasta gama de aplicações. A velocidade de escoamento nos
canais está diretamente relacionada à quantidade de canais por passe. Quanto menor o número
de canais de escoamento por passe, maior a velocidade e a perda de carga. Na grande maioria
52
dos permutadores a placas o fluxo é contracorrente. Os PHE permitem a utilização de diversos
tipos de fluidos, inclusive com maior viscosidade.
As placas podem apresentar dois tipos de corrugação: chevron ou herringbone
(espinha de peixe) e intermating ou washboard (tábua de lavar). O tipo de corrugação e o
ângulo de inclinação das ranhuras têm grande influência no desempenho térmico e hidráulico
do equipamento (Focke et al, 1985). As placas são montadas alternando-se o sentido das
ranhuras para que se formem diversos pontos de contato entre elas na compressão do pacote
de placas. A figura 18 apresenta os diferentes tipos de corrugação das placas. O conjunto de
placas normalmente é fabricado em materiais resistentes à corrosão, como AI e Ti.
Figura 18 - Tipos de corrugação das placas para permutador de calor (GUT, 2003).
As gaxetas são feitas usualmente de borrachas butílicas ou nitrílicas, mas existe uma
grande variedade de materiais compressíveis disponível, dependendo das condições de
operação e dos fluidos empregados (Usher, 1992b). Normalmente a temperatura máxima
utilizada nos permutadores de placas com gaxetas é de 150°C, mas existem gaxetas especiais
que permitem aplicações de até 250°C. A figura 19 apresenta o desenho esquemático de uma
forma de montagem do conjunto de placas no permutador.
53
Figura 19 - Desenho esquemático da montagem do conjunto de placas no permutador (ALFA LAVAL, 2014).
As principais características e vantagens dos trocadores a placas são a grande
superfície de transferência de calor, o fato de leves e compactos, a versatilidade de aplicação,
facilidade de limpeza e manutenção, alto rendimento térmico e bom controle de temperatura.
Como desvantagem, possui limitações de pressão e temperatura de operação pelo uso de
gaxetas e possui alta perda de carga devido aos estreitos canais corrugados por onde os fluidos
escoam. Atualmente são muito utilizados em locais confinados ou sensíveis ao peso, tais
como a bordo de navios e plataformas de produção de petróleo.
Na produção de óleo, o principal fator que contribui para o aumento da corrosividade
no sistema é a presença de água produzida não emulsionada, ou seja, água livre e “salgada”
(eletrólito forte), presente no próprio reservatório e que faz parte da corrente que chega à
plataforma para separação primária.
Após esta separação, a água normalmente necessita de um enquadramento no teor de
óleo e graxa (TOG) e uma redução na temperatura para descarte ao mar. Por outro lado, há a
necessidade de aquecimento da carga (petróleo bruto) para separação. Por esse motivo essas
duas correntes são direcionadas aos permutadores de placas com a função de pré aquecer o
óleo e resfriar a água para descarte. O permutador de placa é utilizado para esse fim. O
apêndice apresenta o fluxograma de processo da água produzida.
54
Esta água de formação possui uma corrosividade elevada em função da quantidade de
sais e da temperatura após a separação. Por esta razão, é necessário utilizar materiais com boa
resistência à corrosão ou aços carbono revestidos nos equipamentos e tubulações. Em relação
aos permutadores de placa, o material mais utilizado nestas condições é o Ti. Em outras
aplicações menos severas (menor temperatura), utilizam-se os AIA 304 e 316.
O AISA 254 SMO se enquadra entre essas duas classes de materiais em relação à resistência a
corrosão e portanto pode ser uma nova opção de material para esta aplicação. Ele possui uma
boa estampabilidade, porém uma maior resistência mecânica em comparação com o Ti e
menor custo, que pode ser de grande relevância em determinadas situações.
CAPÍTULO 3
3 MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 MATERIAIS Para a realização deste trabalho foram usadas amostras de chapas com 0,8 mm de
espessura de Ti Gr-1 e chapas de 1,5 mm de espessura de aço 254 SMO com a composição
apresentada na Tabela 9.
Tabela 9 - Composição do aço 254 SMO analisado (% em peso). Fe balanço.*
Cr Mo Ni C Mn S Cu PRE** 19,400 6,100 17,900 0,022 0,910 < 0,001 0,700 42,7
* Nitrogênio não foi analisado ** Considerando teor de 0,2% N (estimado)
A resistência à corrosão por pites foi avaliada através de ensaios de polarização
cíclica. Foram realizados também ensaios de dureza Vickers a fim de avaliar o perfil de
dureza dos materiais.
3.2 PREPARAÇÃO DAS AMOSTRAS
Inicialmente as amostras foram cortadas com aproximadamente 30 x 30 mm,
conforme figura 20. Em seguida foi realizado um rasgo em cada amostra a fim de facilitar a
inserção do fio rígido de cobre (Cu) sob pressão. Os corpos de prova foram embutidos em
56
resina de cura a frio. Após esta etapa, as amostras foram preparadas para os ensaios de
polarização cíclica por lixamento com lixas de granulometria 100 a 1200 e polimento
posterior com alumina em suspensão aquosa de granulometrias 1µm e 0,1 µm.
Figura 20 - Eletrodos de trabalho ensaiados: Ti e 254 SMO, respectivamente.
3.3 ENSAIOS DE POLARIZAÇÃO CÍCLICA
Foram realizados ensaios de polarização cíclica a fim de se avaliar a resistência a
corrosão por pites dos dois materiais estudados. Neste ensaio é possível determinar o
potencial de pite (Epite) da liga, que é o menor potencial no qual surge o pite e cresce. Este
potencial pode sofrer interferência de fatores como tamanho de grão e inclusões, por
exemplo.
A camada passiva é danificada quando o potencial é elevado até a região
transpassiva da curva de polarização, podendo ocorrer o surgimento de pites. Normalmente
acredita-se que os pites crescerão apenas quando o potencial de circuito aberto for maior
que o potencial de repassivação, caso contrário os pites não crescerão.
As curvas de polarização cíclica fornecem informações sobre a velocidade da
formação de pites e sobre o comportamento do filme passivo. A histerese positiva ocorre
57
quando a camada passiva danificada não é recomposta e ocorre formação de pites (TAIT,
1994).
As análises eletroquímicas por polarização cíclica foram efetuadas no Laboratório de
Metalografia e Tratamentos Térmicos (LABMETT) do Departamento de Engenharia
Mecânica da Universidade Federal Fluminense, segundo norma ASTM G-61 (2003) em um
Potenciostato Galvanostato Autolab® Type III, conforme mostrado na figura 21.
Figura 21 - Potenciostato Galvanostato Autolab®.
Os ensaios foram realizados nas temperaturas 25ºC, 40ºC, 60ºC e 80ºC, utilizando
um banho-maria para aquecimento da célula contendo três eletrodos. A célula
eletroquímica utilizada foi montada na configuração convencional, consistindo de um
eletrodo de trabalho (amostra analisada), um eletrodo de referência de calomelano saturado
e um contra eletrodo de platina, representada esquematicamente na figura 22. A figura 23
apresenta a célula eletroquímica montada em um banho-maria para aquecimento e
realização dos ensaios com diferentes temperaturas como será detalhado a seguir.
58
Figura 22 - Esquema de célula eletrolítica (PARDAL, 2009).
Figura 23 - Célula Eletroquímica montada em banho de aquecimento.
Foram utilizados dois tipos de soluções para os ensaios de polarização cíclica,
conforme norma ASTM G-61 (2003):
• Solução 1: 3,5% NaCl, preparada em laboratório.
• Solução 2: água de formação coletada de plataforma de petróleo
59
A composição da água de formação pode ser visualizada na tabela 10 abaixo. O
valor do pH é 6,98 e a salinidade é 35112 ppm.
Tabela 10 - Composição da água de formação (ppm)
Elemento químico Quantidade Arsênio < 0,0003 Bário 19,10
Cádmio < 0,012 Cromo 0,013 Cobre < 0,03 Ferro 0,657
Mercúrio 0,0001 Manganês < 0,013
Níquel < 0,06 Chumbo < 0,03 Vanádio 0,238 Zinco < 0,014
Os corpos de prova ficaram expostos por vinte minutos à solução antes de se iniciar
o ensaio. A varredura de potencial foi feita a uma taxa de 1mVECS/s, a partir do potencial de
-500mVECS. O potencial foi revertido ao se atingir uma densidade de corrente (δi) de 5
mA/cm2 até o fechamento do ciclo.
3.4 MICROSCOPIA ÓTICA (MO)
Os corpos de prova foram preparados para a caracterização microestrutural por MO
segundo norma ASTM E3 (2011). A análise da microestrutura das amostras após o ensaio
de polarização foi feita através do microscópio ótico Zeiss modelo NEOPHOT 32 do
Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade Federal Fluminense (UFF). Para
revelação da microestrutura, utilizaram-se dois ataques distintos, descritos na tabela 11.
Tabela 11 - Reagentes utilizados para caracterização de fases.
Material Ataque Composição
Titânio Reagente de Kroll
3 ml de HF + 6 ml de HNO3 em 1000ml de H2O destilada.
254 SMO 40% HNO3 40%HNO3 em 100 ml de H2O destilada. Ataque eletrolítico: Amostra no anodo,
aplicação de 0,4V durante 20s.
60
3.5 ENSAIO DE DUREZA VICKERS
Foram realizadas medidas de dureza pelo método Vickers em um durômetro modelo
HPO 250, do Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade Federal Fluminense
(UFF) segundo norma (ASTM E384, 2011). As amostras foram lixadas até a granulometria
400, mantendo o paralelismo entre as faces para uma correta leitura das diagonais. A carga
utilizada foi de 30 kgf, aplicada por 25 segundos em cada uma das medições. Foram feitas
seis medições em cada corpo de prova.
CAPÍTULO 4
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES
4.1 DUREZA
Na Tabela 12 são comparados os valores de dureza Vickers (HV30) dos dois
materiais investigados. Os resultados mostram que o AISA 254 SMO apresenta dureza
média de 214HV30, significativamente mais duro do que o Ti Gr-1, com dureza média de
170 HV30. Conforme será observado na análise metalográfica, há indícios de uma leve
deformação plástica no aço superaustenítico analisado, o que contribui para a sua maior
resistência mecânica.
Tabela 12 - Comparação de durezas HV30 do Ti Gr-1 e do AISA 254 SMO.
Ti Gr-1 254 SMO 170 ± 5 214 ± 5
4.2 ANÁLISE MICROESTRUTURAL
As Figuras 24 (a-b) apresentam as microestruturas do Ti e do 254 SMO,
respectivamente. O aço 254 SMO apresenta uma típica estrutura trabalhada, com alguns
62
grãos decorados, indicando possível precipitação intergranular de carbonetos. Este aspecto
foi investigado em maior detalhe por microscopia eletrônica de varredura (MEV), onde se
observou que, de fato, alguns grãos apresentavam valas, correspondentes aos carbonetos
intergranulares arrancados pelo ataque eletrolítico, conforme figura 25 (a-b). Este detalhe
da microestrutura pode ter influência negativa na resistência à corrosão do aço.
(a)
(b)
Figura 24 - Microestrutura dos materiais estudados. (a) Ti Gr-1; (b) AISA 254 SMO.
63
(a)
(b)
Figura 25 - Imagem por MEV do aço 254 SMO. (a) Grãos e maclas de austenita com observação de valas intergranulares - características de sensitização; (b) Contorno de grão
revelando em detalhe uma região sensitizada.
64
4.3 ENSAIOS DE POLARIZAÇÃO CÍCLICA A seguir serão apresentados os resultados dos ensaios de polarização cíclica em
amostras do AISA 254 SMO e do Ti Gr-1.
4.3.1 254 SMO
As Figuras 26 (a-d) apresentam as curvas de polarização cíclica do aço 254 SMO
em solução 3,5% NaCl, nas temperaturas 25ºC, 40ºC, 60ºC e 80ºC. Os potenciais de
corrosão (Ecorr), pites (Epite) e de repassivação (Erp) foram obtidos conforme indicado nas
curvas. Pode-se observar nas figuras 26 (a-c) que o material apresenta uma elevada
resistência ao pite nas temperaturas 25ºC, 40ºC e 60ºC, mas experimenta uma queda
considerável do potencial de pites no ensaio realizado a 80ºC (0,77 VECS) conforme figura
26 (d).
1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01 0,1-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
Epite
Erep
Ecorr
(a)
65
1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01 0,1
0,0
0,6
1,2
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
Ecorr
Erep
Epite
(b)
1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01 0,1 1
-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
Epite
Ecorr
Erep
(c)
66
1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01 0,1 1
-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
Epite
Ecorr
Erep
(d)
Figura 26 - Curvas de polarização cíclica do aço 254 SMO em solução 3,5%NaCl: (a) 25ºC; (b) 40ºC; (c) 60ºC e (d) 80ºC.
O aço 254 SMO apresentou comportamento um pouco diferente na solução da água
de formação. As Figuras 27 (a-d) apresentam as curvas nesta solução nas temperaturas
25ºC, 40ºC, 60ºC e 80ºC, respectivamente, mostrando uma expressiva queda de potencial a
partir de 40ºC (o potencial decresce de 0,99 à 40ºC para 0,76 V à 60ºC). A Figura 28
mostra os pites observados na amostra após a realização do ensaio de corrosão à
temperatura de 80ºC com posterior ataque com solução 40% HNO3 para revelar a
microestrutura.
67
1E-10 1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01 0,1-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
Erep
Epite
Ecorr
(a)
(b)
1E-10 1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01 0,1-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
Ecorr
Epite
Erep
68
1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01 0,1 1-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
EpiteErep
(c)
1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01 0,1 1
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
Epite
Ecorr
Erep
(d)
Figura 27 - Curvas de polarização do aço 254 SMO ensaiado em eletrólito composto pela água de formação: (a) 25ºC, (b) 40ºC, (c) 60ºC; (d) 80ºC.
69
Figura 28 - Pites produzidos no aço 254 SMO durante ensaio de polarização em solução de água de formação a 80ºC.
Os valores dos potenciais de corrosão (Ecorr), pite (Epite) e repassivação (Erep) obtidos
nos ensaios do aço 254 SMO são mostrados nas Tabelas 13 e 14. De forma semelhante,
Abd El Meguid e Abd El Latif (2004) observaram a queda significativa do potencial de
pites com o aumento da temperatura de ensaio de 55ºC para 90ºC.
Os resultados obtidos também confirmam o estudo de Malik e Ahmad (1998) que
diz que AI de alta liga, entre eles o 254 SMO, têm pouca tendência à corrosão por pites e
fendas na água do mar normal a 25ºC e 50ºC e água do mar clorada a 25ºC.
Conforme mostra a tabela 14, é possível observar uma queda significativa do Epite
nos ensaios realizados com a solução 2 a partir da temperatura de 40ºC (o potencial
decresce de 0,99 à 40ºC para 0,76 V à 60ºC) enquanto que na solução 1 (tabela 13) esse
decréscimo ocorreu somente a partir da temperatura de 60ºC (o potencial decresce de 0,99 à
60ºC para 0,77 V à 80ºC). Este fato indica que a água de formação possui aspectos mais
agressivos do que a solução com 3,5% NaCl.
Entretanto, o surgimento da histerese na curva de polarização cíclica só foi
observado na temperatura de 80ºC, para as duas soluções de teste (figuras 26 (d) e 27 (d)).
Esta histerese é um parâmetro qualitativo que indica a produção de pites durante o ensaio.
70
O potencial de repassivação também se torna muito baixo nos ensaios a 80ºC, em
consonância com a grande histerese.
Tabela 13 – Potencial de pites (Epite) obtidos nos ensaios de polarização cíclica na solução 1 com 3,5% NaCl.
Temperatura Potencial de
Corrosão Ecorr (VECS)
Potencial de Pites Epite (VECS)
Potencial de Repassivação
Erep (VECS) 25ºC -0,14 1,01 0,87 40ºC -0,17 0,98 0,89 60ºC -0,11 0,99 0,85 80ºC 0,10 0,77 -0,05
Tabela 14 - Potencial de pites (Epite) obtidos nos ensaios de polarização cíclica na solução 2 com água de formação.
Temperatura Potencial de
Corrosão Ecorr (VECS)
Potencial de Pites Epite (VECS)
Potencial de Repassivação
Erep (VECS) 25ºC -0,25 1,03 0,93 40ºC -0,17 0,99 0,94 60ºC - 0,76 0,76 80ºC -0,10 0,78 0,04
4.3.2 Titânio
As figuras 29 (a-d) exibem os resultados obtidos para as temperaturas de 25ºC,
40ºC, 60ºC e 80ºC nos ensaios realizados em solução 3,5% NaCl.
71
1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
(a)
1E-10 1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
(b)
72
1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
(c)
1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
(d)
Figura 29 - Curvas de polarização do Ti Gr-1 ensaiado em solução 3,5% NaCl: (a) 25ºC, (b) 40ºC, (c) 60ºC; (d) 80ºC.
Pode-se observar nas figuras 29 (a-d) que o Ti Gr-1 apresenta uma elevada
resistência ao pite nas temperaturas ensaiadas, mantendo-se estável e sem rompimento da
camada passiva mesmo em elevados potenciais ( 1,4 VECS) nas temperatura de 25 e 40ºC.
73
A quebra desta camada só se evidencia nesta faixa de potencial para temperatura acima de
60ºC (figuras 29 c-d). Estes elevados valores de potenciais evidenciam a elevada resistência
deste material ao meio ensaiado.
As figuras 30 (a-d) exibem os resultados obtidos nos ensaios de polarização cíclica
em amostra de Ti Gr-1 nas temperaturas de 25ºC, 40ºC, 60ºC e 80ºC realizados em
eletrólito composto pela água de formação.
1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5
-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
(a)
(b)
1E-10 1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
74
(c)
(d)
Figura 30 - Curvas de polarização do Ti grau 1 ensaiado em eletrólito composto pela água de formação: (a) 25ºC, (b) 40ºC, (c) 60ºC; (d) 80ºC.
1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
1E-7 1E-6 1E-5 1E-4 1E-3
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
Pot
enci
al (
VE
CS)
Densidade de corrente (A/cm2)
75
Pode-se observar nas figuras 30 (a-d) que o Ti Gr-1 também apresenta uma elevada
resistência ao pite nas temperaturas ensaiadas, mantendo-se estável e sem rompimento da
camada passiva mesmo em elevados potenciais ( 1,4 VECS) nas temperatura de 25ºC. A
quebra desta camada só se evidencia nesta faixa de potencial para temperaturas a partir de
40ºC. Estes elevados valores de potenciais evidenciam a elevada resistência deste material
ao meio ensaiado.
Comparando o comportamento nos ensaios de polarização cíclica nas temperaturas
mais baixas (25ºC, 40ºC e 60ºC) observa-se que os mesmos foram semelhantes para o aço
254 SMO e o Ti em ambos os eletrólitos. Para a temperatura de 80ºC, o resultado foi bem
diferente. O AISA 254 SMO apresentou potencial de pite na faixa de 0,8 VECS na
temperatura de 80ºC para a solução 1 e de 60ºC para a solução 2. O Ti não apresentou pites
no intervalo de polarização anódica estudado. Esta pode ser apontada como a principal
vantagem do Ti sobre o aço superaustenítico para a aplicação em questão.
4.4 COMPARAÇÃO ENTRE O TITÂNIO E O 254 SMO Apesar de possuir menor condutividade térmica do que o AISA 254 SMO, cerca de
93%, o Ti Gr-1 tem sido muito utilizado em permutadores de placas nas plataformas de
exploração de petróleo offshore. Este fato se deve à sua excelente resistência à corrosão à
agua do mar clorada e aerada e à agua de formação em temperaturas elevadas (até 120ºC).
Os ensaios eletroquímicos realizados com AISA 254 SMO revelou uma resistência à
corrosão por pites em ambientes com cloretos limitada a temperaturas na faixa de 60ºC à
80ºC.
Em relação às propriedades mecânicas, é notório que o aço 254 SMO apresenta
maiores valores de resistência mecânica, limite de escoamento e módulo de elasticidade
bem superiores ao Ti Gr-1. Estas propriedades vão se refletir em placas com maior
resistência estrutural, levando a uma maior rigidez do conjunto de placas. Estas
características se mostram atraentes para minimizar falhas de vazamentos externos pelas
gaxetas, atribuídas à menor rigidez obtida com a utilização do Ti Gr-1. Como alternativa
para aumentar a rigidez das placas pode-se utilizar os graus mais ligados de Ti, onde
elementos de liga promovem o aumento da resistência mecânica do material. Esta
76
alternativa deverá ser contemplada com as demais avaliações tais como resistência à
corrosão, estampabilidade, etc.
Devido à sua maior dureza superficial têm-se uma maior resistência à abrasão e
erosão das placas em AISA 254 SMO se comparada ao Ti, aumentando o tempo médio
deste tipo de falha, caracterizada pela contaminação cruzada entre os fluidos. A maior
incidência deste dano é devido a problemas operacionais de filtragem, com a presença de
sólidos em suspensão e pedaços de telas de elementos filtrantes. Porém, a própria
movimentação relativa das placas leva ao atrito entre elas, promovendo danos por desgaste
e por fadiga.
Em relação ao custo, o AISA 254 SMO em bobinas para fabricação de placas possui
custo e disponibilidade de mercado similar ao Ti Gr-1.
Em suma, a despeito da maior resistência à corrosão do Ti Gr-1, as melhores
características mecânicas, condutividade térmica e resistência a abrasão/erosão do AISA
254 SMO se mostram como uma alternativa promissora para a fabricação de placas de
permutadores, limitada à condição de corrosividade dos fluidos envolvidos. Para água do
mar e de formação este estudo identificou um limite na faixa de 60º a 80ºC. Porém, existem
vários outros fluidos de processo, tais como óleo bruto e óleo hidráulico onde este limite
pode ser mais elevado.
CAPÍTULO 5
5 CONCLUSÕES O presente trabalho que teve como principal objetivo avaliar comparativamente as
propriedades do Ti Gr-1 e do AISA 254 SMO para aplicação em permutadores de calor do
tipo placas. Os resultados obtidos permitem concluir:
1. O AISA 254 SMO apresenta dureza mais elevada do que o Ti Gr-1 sendo, por isso,
capaz de fornecer estruturas mais rígidas e mecanicamente resistentes.
2. O AISA 254 SMO apresenta excelente resistência à corrosão por pites em solução
3,5% NaCl e na água produzida nas temperaturas ambiente (25ºC), 40ºC e 60ºC. Os
testes conduzidos a 80ºC mostraram que o potencial de pites cai significativamente
nas duas soluções.
3. As curvas de polarização no Ti Gr-1 não indicam a formação pites de corrosão em
nenhuma das duas soluções de teste (3,5% NaCl e água produzida), nas temperatura
25oC, 40oC, 60oC e 80oC. Acredita-se, por isso, que o Ti Gr-1 seja mais resistente à
corrosão por pites do que o aço superaustenítico testado.
4. As melhores características mecânicas, de condutividade térmica e resistência à
abrasão/erosão do AISA 254 SMO fazem deste material
78
uma alternativa promissora para a fabricação de placas de permutadores, limitada à
condição de corrosividade dos fluidos envolvidos
CAPÍTULO 6
6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Com base ao estudo realizado são propostos os seguintes trabalhos futuros:
1. Realizar um estudo semelhante ao realizado com os demais graus de titânio
comercialmente puro como grau 2, grau 3 e grau 4.
2. Realizar ensaios de resistência à abrasão e ao desgaste no AISA 254 SMO e nos graus
de titânio puro.
3. Investigar a influência dos tratamentos térmicos nas propriedades mecânicas e na
resistência à corrosão do AISA 254 SMO.
4. Realizar ensaios de determinação de temperatura crítica de pites (CPT) no AISA 254
SMO.
CAPÍTULO 7
7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ALFA LAVAL. Manual do fabricante, 2014.
ASM. Corrosion. ASM metals handbook. [S.l.], Vol. 13.1987.
ASM. Properties and selection: Iron steels and high performance alloys. ASM metals
handbook. [S.l.], Vol. 1..1990.
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APÊNDICE
Fluxograma de processo da água produzida
• Permutador P-122301A/B
