Dissertacao Bernardo h

UNIVERSIDADE FEDERAL DE MINAS GERAIS

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM

ENGENHARIA MECÂNICA

ESTUDO COMPARATIVO DA RESISTÊNCIA À EROSÃO

POR CAVITAÇÃO DO METAL DE SOLDA DEPOSITADO

POR UM ARAME TUBULAR TIPO 13%Cr - 4%Ni -

0,4%Mo E DO AÇO FUNDIDO ASTM A 743 CA-6NM

BERNARDO HERMONT BARCELLOS GONÇALVES

Belo Horizonte, 20 de Abril de 2007

Bernardo Hermont Barcellos Gonçalves





Dissertação apresentada ao Programa de Pós Graduação em

Engenharia Mecânica da Universidade Federal de Minas Gerais,

como requisito parcial à obtenção do Título de Mestre em

Engenharia Mecânica.

Área de concentração: Processos de Fabricação - Soldagem

Orientador: Prof. Dr. Paulo Villani Marques – UFMG

Belo Horizonte

Escola de Engenharia da UFMG

2007

Universidade Federal de Minas Gerais Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica

Av. Antônio Carlos, 6627 - Pampulha - 31.270-901 - Belo Horizonte – MG

Tel.: +55 31 3499-5145 - Fax.: +55 31 3443-3783

www.demec.ufmg.br - E-mail: [email protected]





BERNARDO HERMONT BARCELLOS GONÇALVES

Dissertação defendida e aprovada em 20 de Abril de 2007, pela Banca Examinadora designada pelo Colegiado do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal de Minas Gerais, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de “Mestre em Engenharia Mecânica”, na área de concentração de “Processos de Fabricação – Soldagem”. ____________________________________________________________

Prof./Dr. Paulo Villani Marques - (DEMEC - UFMG) – Orientador ____________________________________________________________

Prof./Dr. Paulo José Modenesi - (DEMET - UFMG) – Examinador ____________________________________________________________

Prof./Dr. Cícero Murta Diniz Starling - (DEMC - UFMG) – Examinador ____________________________________________________________

MSc. Cláudio Turani Vaz – (ESAB S.A. Ind. e Com.) – Convidado

A Deus, aos meus pais, Luiz Roberto e Maria do Carmo,

aos meu avós Hélio e Maria Emília, às minhas irmãs

e à minha namorada Stela.

AGRADECIMENTOS

À ESAB S.A Indústria e Comércio, nas pessoas do Diretor Comercial Newton de

Andrade e Silva e do Gerente Técnico José Roberto Domingues, pela oportunidade

dada, pelo tempo de trabalho cedido e pelos recursos materiais e financeiros necessários

disponibilizados para a elaboração deste trabalho.

À Alstom Power Turbinas Hidráulicas, na pessoa do Engenheiro Décio Vieira, pelo

fornecimento dos blocos de aço inoxidável fundido para os testes necessários.

Aos Laboratórios de Soldagem e Ensaios Não Destrutivos e de Soldagem, Robótica e

Simulação da UFMG por disponibilizarem os recursos necessários para os ensaios.

Ao Prof. Dr. Paulo Villani Marques pela paciência, ajuda e orientação prestadas, de

fundamental importância para o sucesso deste trabalho.

Ao Prof. Dr. Paulo Modenesi pela orientação nos ensaios de cavitação e metalografias.

À Engª. Estella Surian pelos artigos fornecidos, os quais se mostraram muito úteis.

Ao aluno de Engenharia Mecânica da UFMG, João Bosco Vilaça, pelo empenho nos

trabalhos prestados e na execução dos ensaios.

Aos colegas de trabalho Fábio Soares, Huelcer Eduardo de Oliveira e Edmílson Santos

Batista, pelo empenho durante a soldagem, ensaios não destrutivos e ensaios mecânicos.

Às colegas de trabalho Sônia Regina Silva, Alessandra Batista Cruz e Valéria Brugger

pela execução das análises químicas e confecção dos reagentes para as metalografias.

Aos demais colegas de trabalho que contribuíram de alguma forma, em especial ao

Engenheiro Cláudio Turani Vaz, o qual prestou auxílio e forneceu informações

fundamentais para o desenvolvimento do trabalho.

“O único lugar onde o sucesso vem antes do trabalho é no dicionário.”

Albert Einstein

SUMÁRIO

Pág.

1. INTRODUÇÃO E OBJETIVOS ................................................................................. 1

1.1 Introdução .................................................................................................................. 1

1.2 Objetivos .................................................................................................................... 4

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .................................................................................... 5

2.1 Usinas hidrelétricas ................................................................................................... 5

2.2 Turbinas hidráulicas .................................................................................................. 7

2.2.1 Partes de uma turbina hidráulica ............................................................................ 9

2.2.2 Tipos de turbinas hidráulicas .................................................................................11

2.2.3 Construção de rotores e componentes de turbinas hidráulicas ............................. 14

2.2.4 Reparo de rotores e componentes de turbinas hidráulicas .................................... 18

2.3 Aços inoxidáveis martensíticos ............................................................................... 21

2.3.1 Conceitos básicos ................................................................................................. 21

2.3.2 Aço inoxidável martensítico macio ASTM A 743 CA-6NM .............................. 26

2.3.3 Soldagem do aço CA-6NM com o metal de adição similar, 13%Cr, 4%Ni e

0,4%Mo ......................................................................................................................... 30

2.4 Cavitação ................................................................................................................. 33

2.4.1 Conceitos básicos ................................................................................................. 33

2.4.2 Cavitação em turbinas hidráulicas ........................................................................ 38

2.4.3 Relação entre a resistência à erosão por cavitação com a composição química e

com as propriedades dos materiais ................................................................................ 40

2.4.4 Tipos de ensaios e dispositivos para simulação da resistência à erosão por

cavitação em laboratório ................................................................................................ 42

2.4.5 Resistência à erosão por cavitação da liga soldada 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo e do

aço inoxidável martensítico macio CA-6NM ................................................................ 45

3. METODOLOGIA ...................................................................................................... 46

3.1 Materiais .................................................................................................................. 46

3.2 Soldagem e Tratamento Térmico Após Soldagem .................................................. 48

3.3 Ensaios ..................................................................................................................... 50

3.3.1 Análise química .................................................................................................... 50

3.3.2 Análise metalográfica ........................................................................................... 53

3.3.3 Dureza ................................................................................................................... 54

3.3.4 Ensaios de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica ....................55

3.3.5 Ensaios de tração e tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) ........................... 58

4. RESULTADOS E DISCUSSÃO ............................................................................... 63

4.1 Ensaios de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica ...................... 63

4.1.1 Avaliação das perdas de massa ............................................................................. 63

4.1.2 Avaliação das superfícies cavitadas ..................................................................... 69

4.2 Análise Química ...................................................................................................... 72

4.3 Análise Metalográfica .............................................................................................. 74

4.4 Dureza ...................................................................................................................... 76

4.5 Ensaios mecânicos de tração e tenacidade ao impacto (Charpy entalhe em V) ...... 78

5. CONCLUSÕES ......................................................................................................... 86

6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ..................................................... 88

7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...................................................................... 89

8. ANEXOS ................................................................................................................... 98

LISTA DE FIGURAS

Pág.

Figura 2.1 – Usina Hidrelétrica – Diagrama Esquemático ............................................. 5

Figura 2.2 – Usina hidrelétrica de Itaipu........................................................................ 6

Figura 2.3 – Vista explodida da Unidade Geradora da Usina de Itaipu mostrando seus

componentes ................................................................................................................. 9

Figura 2.4 - Turbinas Francis ...................................................................................... 12

Figura 2.5 - Turbinas Pelton........................................................................................ 13

Figura 2.6 - Turbinas Kaplan ...................................................................................... 14

Figura 2.7 – Desempenho comparativo de diferentes materiais utilizados na construção

de componentes de turbinas hidráulicas no teste de erosão por cavitação induzida por

vibração ultrassônica................................................................................................... 16

Figura 2.8 - Diagrama de equilíbrio Fe-Cr-C pseudobinário de uma liga com 12% de

cromo ......................................................................................................................... 23

Figura 2.9 – Diagrama TTT de um aço inoxidável martensítico tipo AISI 410 ............ 23

Figura 2.10 – Variação no teor de austenita, limite de resistência (σr), limite de

escoamento (σe 0,2%) e energia absorvida no ensaio Charpy do AIMM CA-6NM em

função da temperatura de revenimento ........................................................................ 29

Figura 2.11 – Diagrama pseudo-binário para aços com relação Cr:Ni = 3:1, válido para

o aço CA-6NM ........................................................................................................... 30

Figura 2.12 – Representação esquemática do procedimento recomendado para a

soldagem do aço inoxidável martensítico macio ASTM A 743 CA-6NM .................... 32

Figura 2.13 – Danos cavitacionais em palhetas de rotores de turbinas Francis(a) e (c) e

Kaplan(b) ................................................................................................................... 33

Figura 2.14 – Formação de cavidades de acordo com a velocidade de separação.

V: Velocidade de separação e Vc: Velocidade crítica de separação ............................. 34

Figura 2.15 – Curva típica de taxa de perda de massa x tempo mostrando os estágios da

cavitação..................................................................................................................... 36

Figura 2.16 – Curva erosão x tempo de cavitação indicando o período de incubação... 36

Figura 2.17 – Esquema do dispositivo definido pela norma ASTM G 32 para realização

do ensaio de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica.......................... 43

Figura 3.1 - Montagem das chapas de teste para soldagem conforme ASME Seção II

Parte C........................................................................................................................ 49

Figura 3.2 - Ciclo do tratamento térmico após soldagem realizado nos corpos de prova

de metal depositado..................................................................................................... 50

Figura 3.3 - Retirada de limalhas do bloco de aço inoxidável fundido ASTM A 743 CA-

6NM ........................................................................................................................... 51

Figura 3.4 – Desenho esquemático da solda de “almofada” para determinação da análise

química do metal de solda sem o efeito da diluição ..................................................... 52

Figura 3.5 – Local de retirada dos corpos de prova do metal de solda para realização do

ensaio de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica orientado pela norma

ASTM G 32 ................................................................................................................ 56

Figura 3.6 – Dimensões do corpo de prova para realização do ensaio de erosão por

cavitação induzida por vibração ultrassônica – metal de solda e material de base ........ 56

Figura 3.7 – Dispositivo para controle da temperatura da água .................................... 57

(a) Dispositivo completo (b) Serpentina de Cobre .................................................... 57

Figura 3.8 – Local de retirada dos corpos de prova do aço CA-6NM para realização do

ensaio de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica orientado pela norma

ASTM G 32 ................................................................................................................ 58

Figura 3.9 – Local de retirada dos corpos de prova para realização dos ensaios de tração

e tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) do metal de solda.................................... 59

Figura 3.10 - Dimensões dos corpos de prova de tração(a) e tenacidade ao impacto

(Charpy entalhe V) (b) do metal de solda .................................................................... 59

Figura 3.11 - Dimensões do corpo de prova de tração do aço CA-6NM segundo as

orientações das normas ASTM A 743-98a e ASTM A 370-03a................................... 60

Figura 3.12 – Desenho esquemático indicando o local de retirada do corpo de prova de

tração do bloco de aço CA-6NM (a) Vista de frente; (b) Vista de cima ....................... 61

Figura 3.13 – Desenho esquemático indicando o local de retirada do corpo de prova de

tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) do bloco de aço CA-6NM. (a) Vista de

frente; (b) Vista de cima.............................................................................................. 61

Figura 3.14 - Dimensões do corpo de prova de tenacidade ao impacto (Charpy entalhe

V) do aço CA-6NM segundo as orientações das normas ASTM A 781-00 e ASTM A

370-03a....................................................................................................................... 62

Figura 4.1 – Perdas de massa dos corpos de prova ensaiados (a) do aço CA-6NM, (b) do

metal depositado como soldado e dos corpos de prova na mesma condição ensaiados

por Vaz e (c) do metal depositado tratado termicamente.............................................. 64

Figura 4.2 – Perda média de massa acumulada ao longo do tempo dos corpos de prova

ensaiados, comparativamente com os dados de Vaz .................................................... 65

Figura 4.3 – Retas obtidas através da regressão linear dos dados obtidos nos ensaios no

intervalo de 45 a 480 minutos e 120 a 480 minutos nos ensaios realizados por Vaz..... 66

Figura 4.4 – Taxas de perda de massa ao longo dos ensaios de erosão por cavitação

induzida por vibração ultrassônica. ............................................................................. 67

Figura 4.5 – Superfície cavitada do corpo de prova do aço CA-6NM – Aumento 10x –

Setas indicam crateras alongadas no sentido radial adjacentes à periferia e crateras

circulares próximas ao centro...................................................................................... 69

Figura 4.6 – Superfície cavitada do corpo de prova do metal depositado “como soldado”

– Aumento 10x - Setas indicam maior intensidade de danos próximos ao centro do que

na periferia.................................................................................................................. 70

Figura 4.7 - Superfície cavitada do corpo de prova do metal depositado tratado

termicamente –Aumento 10x - Setas indicam maior intensidade de danos próximos ao

centro do que na periferia............................................................................................ 70

Figura 4.8 - Superfície cavitada do corpo de prova do aço CA-6NM – Região

intermediária – Aumento 500x (foto à esquerda) e 2000x (foto à direita) - Setas: regiões

mais danificadas.......................................................................................................... 71

Figura 4.9 - Superfície cavitada do corpo de prova do metal depositado “como soldado”

– Região intermediária – Aumento 500x (foto à esquerda) e 2000x (foto à direita) -

Setas: regiões mais danificadas ................................................................................... 71

Figura 4.10 - Superfície cavitada do corpo de prova do metal depositado tratado

termicamente – Região intermediária – Aumento 500x (foto à esquerda) e 2000x (foto à

direita) - Setas: regiões mais danificadas ..................................................................... 71

Figura 4.11 – Diagrama de Schaeffler mostrando as microestruturas esperadas

considerando-se as composições químicas do aço CA-6NM e do metal de solda 13%Cr,

4%Ni, 0,4%Mo........................................................................................................... 73

Figura 4.12 – Microestrutura representativa do aço ASTM A 743 CA-6NM

(a) Ataque com Klorpikrin 160 e aumento de 1000x (b) Ataque com Villela e aumento

de 2000x ..................................................................................................................... 74

Figura 4.13 – Microestrutura representativa do metal depositado “como soldado”


de 2000x ..................................................................................................................... 75

Figura 4.14 – Microestrutura representativa do metal depositado tratado termicamente


de 2000x ..................................................................................................................... 75

Figura 4.15 – Filme obtido do ensaio não destrutivo de radiografia dos corpos de prova

do aço CA-6NM (setas indicam regiões com poros).................................................... 79


de metal de solda na condição “como soldado” ........................................................... 79


de metal de solda na condição “tratado termicamente” ................................................ 80

Figura 4.18 – Faixa usual de valores de tenacidade ao impacto obtidos em ensaios de

Charpy com entalhe em V no aço inoxidável martensítico macio ASTM A 743 CA-

6NM ........................................................................................................................... 83

Figura 4.19 – Fotos tiradas através de um microscópio eletrônico de varredura (MEV)

mostrando as superfícies fraturadas dos corpos de prova de tração .............................. 84

LISTA DE TABELAS

Pág.

TABELA 2.1 – Aços Estruturais utilizados em Turbinas Hidráulicas e seus

Componentes ..............................................................................................................17

TABELA 2.2 – Propriedades Físicas e Mecânicas típicas do aço fundido CA-6NM.... 28

TABELA 3.1 - Composição química do arame tubular T13 4 M M 2.......................... 46

TABELA 3.2 - Propriedades mecânicas do arame tubular T13 4 M M 2 (mínimos

requeridos).................................................................................................................. 46

TABELA 3.3 - Parâmetros utilizados para a soldagem das chapas de teste. ................. 49

TABELA 3.4 – Métodos de análise química utilizados................................................ 51

TABELA 3.5 – Soluções utilizadas para preparação do reagente Klorpikrin 160......... 53

TABELA 3.6 – Solução utilizada para preparação do reagente Villela ........................ 54

TABELA 4.1 – Coeficientes dos polinômios de primeira ordem e coeficientes de

correlação ................................................................................................................... 66

TABELA 4.2 – Análise química da amostra do aço CA-6NM..................................... 72

TABELA 4.3 – Resultado de dureza Brinell do aço CA-6NM..................................... 76

TABELA 4.4 – Resultados de dureza Vickers do aço CA-6NM e do metal de solda nas

condições soldado e tratado termicamente................................................................... 77

TABELA 4.5 – Valores obtidos através do ensaio de tração do corpo de prova do aço

ASTM A 743 CA-6NM e do metal de solda nas condições “como soldado” e tratado

termicamente .............................................................................................................. 80

TABELA 4.6 – Valores obtidos através dos ensaios de tenacidade ao impacto (Charpy

V) dos corpos de prova do metal de solda 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo e do aço CA-6NM 82

TABELA 8.1: Perda de massa acumulada dos corpos de prova ................................... 98

TABELA 8.2: Média da perda de massa acumulada e desvio padrão (σ) ..................... 99

TABELA 8.3: Perda de massa a cada intervalo de medição....................................... 100

RESUMO

A partir do momento do início de seu funcionamento na usina hidrelétrica, rotores e

componentes de turbinas hidráulicas estão sujeitos aos danos decorrentes do fenômeno

da cavitação. Sendo assim, tudo que puder ser feito de forma a minimizar estes danos

cavitacionais trará vantagens como o aumento da vida útil, redução do tempo de paradas

para reparos, aumento da disponibilidade da turbina para geração de energia e garantia

de uma boa eficiência energética por mais tempo. Um caminho para esta redução destes

danos é a utilização de técnicas específicas e de materiais mais resistentes aos mesmos.

Este trabalho teve como objetivo avaliar comparativamente o desempenho do aço

inoxidável martensítico macio fundido tipo CA-6NM, normalmente empregado na

construção de rotores e componentes de turbinas hidráulicas, e do metal de solda tipo

13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo, normalmente empregado na construção e reparo destes

mesmos, quanto à resistência à erosão por cavitação. A retirada dos corpos de prova do

aço inoxidável foi feita a partir de blocos fundidos e tratados conforme a norma ASTM

A 743 especificação CA-6NM. Os corpos de prova de metal depositado foram retirados

de chapas de teste soldadas com um arame tubular com fluxo interno metálico, sendo

utilizado como gás de proteção a mistura 98%Ar-2%O2. O metal depositado foi

avaliado nas condições “como soldado” e tratado termicamente a 590°C por 8 horas. O

metal depositado na condição “como soldado” apresentou o melhor desempenho

durante o ensaio de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica realizado

segundo a norma ASTM G 32, se comparado ao tratado termicamente e ao aço CA-

6NM, sendo que este último apresentou o pior desempenho. Os ensaios realizados

indicaram, tanto para o aço CA-6NM como para o metal depositado, a existência de

uma relação direta entre o limite de resistência à tração e a dureza com a resistência à

erosão por cavitação. Além disso, verificou-se que nas condições em que se obteve

menor tenacidade ao impacto no ensaio Charpy (entalhe V), foi observada melhor

resistência à erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica.

Palavras chave: usinas hidrelétricas; turbinas hidráulicas; cavitação; aços inoxidáveis

martensíticos macios; reparos; soldagem; tratamento térmico.

ABSTRACT

Runners and hydraulic turbine components are subjected to damage due to cavitation

phenomena starting at their beginning of service at the hydroelectric plant. Therefore,

anything that can be done to minimize cavitational damage will bring advantages such

as an increase in service life, reduction in time of repair stops, increase in turbine

availability for power generation and assurance of good energetic efficiency for a longer

time. One way to minimize this damage is to use specific techniques and materials more

resistant to cavitation erosion. The purpose of this work is to comparatively analyze the

performance against cavitation erosion of the soft martensitic cast stainless steel

classified as CA-6NM, normally used in the construction of hydraulic turbine runners

and components, versus the 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo weld metal type, normally applied

in the construction and repair of those components. The cast stainless steel test coupons

were taken from cast and heat treated blocks which were made according to ASTM A

743 CA-6NM specification. The weld metal test coupons were taken from test plates

welded with a metal cored wire and with 98%Ar-2%O2 shielding gas. The deposited

weld metal was analyzed both in “as welded” and “heat treated at 590°C for 8 hours”

conditions. This weld metal in the “as welded” condition presented the best

performance during the ultrasonic vibratory induced cavitation erosion test performed

according to the ASTM G 32 Standard, if compared with the same weld metal in the

“heat treated” condition and with the CA-6NM steel, the last one presenting the worst

performance amongst all. Tests indicated, both for CA-6NM steel and for the deposited

alloy, the existence of a direct relation between the ultimate tensile strength and

hardness with the resistance to cavitation erosion. In addition, it was possible to come to

the conclusion that, in the conditions where the lowest impact values measured by

Charpy (V-notch) test were obtained, the best ultrasonic vibratory induced cavitation

erosion resistance was observed.

Key Words: hydroelectric plants; hydraulic turbines; cavitation erosion; soft

martensitic stainless steel; repair; welding; heat treatment.

1. INTRODUÇÃO E OBJETIVOS

1.1 Introdução

Nas últimas décadas, a eletricidade contribuiu significativamente para o

desenvolvimento social e econômico do Brasil, tornando-se o serviço público de mais

ampla difusão, passando de 38% dos lares atendidos em 1960(1) para 97% em 2006(2). O

rápido crescimento da oferta de eletricidade foi possível graças à utilização de uma

maior parcela do potencial hidrelétrico do país, com investimentos maciços em

empreendimentos de grande porte, onde se destaca a Usina Hidrelétrica de Itaipu, uma

das maiores do mundo(1). Entretanto, considerando que o Brasil apresenta o terceiro

maior potencial hidrelétrico do mundo, atrás apenas do Canadá e Estados Unidos(3),

estudos mostram que a parcela deste potencial utilizada é ainda de apenas cerca de 25%

do total disponível(4).

O grande potencial hídrico faz com que o sistema elétrico brasileiro tenha um

predomínio nítido das usinas hidrelétricas sobre todas as outras formas de geração de

energia, com usinas de grande porte com imensos reservatórios, muitos deles

localizados a grandes distâncias dos principais centros de consumo(1). Na matriz

brasileira de produção de energia elétrica, atualmente a participação hidrelétrica alcança

cerca de 73%(5), fazendo com que o sistema gerador brasileiro seja, em termos

mundiais, muito diferenciado dos demais países. No restante do mundo, a participação

hidrelétrica nas fontes primárias de geração de energia é de apenas 16,1%,

predominando a energia provinda de centrais a carvão mineral, com 39,8% da

participação(5).

Os projetos de geração a base hidrelétrica em potências mais elevadas se caracterizam

como projetos de desembolso de capital inicial muito elevado durante a fase de

implantação, com fluxos de caixa ocorrendo ao longo de períodos muito longos,

podendo assim sofrer grandes influências de variações macroeconômicas, além das

dificuldades ambientais referentes à inundação de grandes áreas para a criação de

2 reservatórios de regularização (muitas vezes implicando no deslocamento de

populações com a necessidade de indenização dessas) e da aleatoriedade das chuvas

necessárias ao enchimento dos reservatórios, sem a qual as usinas não apresentam

receitas(1). Esta alta dependência das chuvas, aliada à falta de investimentos em geração

de energia levou, no ano de 2002, a uma grande crise energética que ficou marcada com

o nome de “escândalo do apagão”. No início da crise levantou-se a hipótese de que

talvez fossem necessários grandes cortes forçados de energia em todo Brasil, aos quais

deu-se o nome de "apagão". Com o passar do tempo, a possibilidade de cortes foi

descartada, adotando-se apenas algumas medidas de economia de energia e

racionamento. No entanto, o termo “apagão” ganhou uma grande popularidade, e

acabou denotando toda a crise energética, e não apenas os eventuais cortes forçados(6).

Embora o atual governo descarte uma nova crise nos próximos anos, entidades do setor

acreditam nesta hipótese, principalmente se o Produto Interno Bruto do país crescer

mais do que o esperado no período(7).

Todavia, devido ao baixo custo relativo deste tipo de energia comparado com outros e

pelo grande potencial hidráulico ainda restante, o Plano Decenal de Expansão de

Energia Elétrica 2006-2015, que contém as diretrizes para atuação do

Ministério de Minas e Energia no médio prazo ressalta a eficiência da geração

hidráulica, prevendo que a matriz energética brasileira continue tendo 73% de

participação das hidrelétricas em 2015(8).

As turbinas hidráulicas desempenham um papel fundamental na geração da energia em

uma usina hidrelétrica, sendo projetadas para transformar a energia potencial

gravitacional de um fluxo de água em energia cinética e, acopladas a um gerador

elétrico, em energia elétrica. Seus rotores podem ser de vários tipos, escolhidos a partir

das condições locais e de parâmetros de projeto, como por exemplo, vazão, altura da

queda d’água e carga a ser atendida. Os materiais escolhidos como matéria-prima para a

produção de seus componentes devem proporcionar um baixo custo de fabricação

associado a um bom desempenho quando em operação. Desta forma, é fundamental

compreender os mecanismos que regem o desgaste destes componentes durante sua vida

útil e conhecer o comportamento dos materiais que os compõem quanto ao efeito deste

desgaste.

3

Apesar da erosão por cavitação em sistemas hidráulicos ser um problema conhecido há

bastante tempo, os mecanismos de formação dos danos cavitacionais ainda não estão

completamente desvendados(9)(10). Diversos tipos de ensaios de laboratório que simulam

a erosão por cavitação desempenham um importante papel no estudo dos mecanismos

de formação dos danos e do comportamento dos materiais quanto à resistência ao

fenômeno, porém a geração do mesmo em escala laboratorial esbarra na dificuldade de

simular exatamente as condições reais de operação de um componente de turbina

hidráulica.

Até o final da década de 60, a maioria dos rotores das turbinas hidráulicas e alguns de

seus acessórios eram feitos de aços carbono-manganês (C-Mn) fundidos contendo em

torno de 0,2% de carbono, sendo que as áreas dos rotores mais susceptíveis à erosão por

cavitação eram protegidas por uma camada de revestimento soldada ou revestida com

um aço inoxidável austenítico, material mais resistente a este fenômeno e à corrosão.

Ao longo dos anos, os aços inoxidáveis martensíticos macios (AIMM) contendo 11 a

13%Cr, 1 a 6%Ni e um máximo de 0,06%C, sendo mais comum o de especificação

ASTM A 743 CA-6NM, foram ganhando espaço na fabricação de componentes de

turbinas, devido à sua maior resistência à erosão por cavitação aliada a custos

competitivos, dentre outras vantagens(11).

Paralelamente, foram desenvolvidos consumíveis para a soldagem de construção e

reparo dos componentes feitos destes novos materiais, destacando-se os arames sólidos

e tubulares devido principalmente à economia de tempo de soldagem proporcionada

pelos mesmos. Para a soldagem de fabricação de rotores feitos de aços inoxidáveis

martensíticos macios fundidos tais como o CA-6NM, consumíveis que depositam

13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo e um máximo de 0,04%C são os mais indicados,

principalmente pela similaridade de propriedades destes com o metal de base. O teor de

carbono mais baixo tem como objetivo reduzir a dureza da solda, reduzindo assim a

susceptibilidade a trincas a frio. No caso da soldagem de reparo dos componentes de

turbinas hidráulicas feitos com este tipo de aço, este mesmo tipo de consumível é

indicado sendo, no entanto, mais comum a utilização de ligas de aço inoxidável

austenítico devido ao fato de as mesmas não requererem a realização de pré-

4 aquecimento ou controle da temperatura entre passes. Outra opção são as ligas com 8 a

10%Co que apresentam maior resistência à erosão por cavitação que as demais opções,

apresentando, entretanto um maior custo.

O comportamento quanto à erosão por cavitação das diversas ligas soldadas e dos aços

fundidos utilizados na fabricação e reparo dos componentes de turbinas hidráulicas tem

sido amplamente pesquisado, entretanto poucos são os trabalhos que se dedicam a

estudar comparativamente os comportamentos dos materiais fundidos e dos soldados

quanto a este fenômeno.

1.2 Objetivos

Este trabalho tem como objetivo avaliar a resistência do metal depositado 13%Cr, 4%Ni

e 0,4%Mo e do aço inoxidável martensítico macio ASTM A 743 CA-6NM

comparativamente quanto à erosão por cavitação acelerada induzida por ultra-som. O

metal depositado foi obtido através da soldagem com o arame tubular EN 12073 T13 4

M M 2 e o gás de proteção 98%Ar-2%O2 e avaliado nas condições “como soldado” e

após a realização de tratamento térmico específico. O aço inoxidável CA-6NM foi

avaliado na condição de fabricação, temperado e revenido, conforme indicado na norma

correspondente e nas condições como é fornecido para o uso em campo.

5 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Usinas hidrelétricas

Uma usina hidrelétrica é um complexo constituído por um conjunto de obras e de

equipamentos que têm por finalidade produzir energia elétrica através do

aproveitamento do potencial hidráulico existente em um curso d’água(3). Na usina

hidrelétrica, a eletricidade é produzida pela conversão de energia potencial gravitacional

de uma massa de água em energia mecânica na turbina e desta em energia elétrica no

gerador. Para aproveitar o potencial hídrico de um curso d’água, geralmente é feita uma

barragem de forma a interromper seu curso normal, a qual provoca a formação de um

lago artificial denominado reservatório. A barragem é atravessada por tubos (condutos

forçados), que conduzem a água do reservatório até as turbinas, instaladas em um nível

mais baixo(1)(3). A Figura 2.1 mostra um diagrama esquemático de uma usina

hidrelétrica.

Figura 2.1 – Usina Hidrelétrica – Diagrama Esquemático(12)

6

Figura 2.2 – Usina hidrelétrica de Itaipu(13)

A Usina hidrelétrica de Tucuruí, por exemplo, constitui-se numa das maiores obras da

engenharia mundial e é a maior usina brasileira em potência instalada com seus 8.000

MW previstos, uma vez que a Usina de Itaipu, mostrada na Figura 2.2, é binacional. Ela

apresenta, ainda, juntamente com a Usina de Três Gargantas na China, o maior

vertedouro do mundo, o qual permite a passagem de uma vazão de até 120.000 m3/s em

seu limite(3).

Uma desvantagem das usinas hidrelétricas é a localização destas cada vez mais distantes

dos centros de consumo, uma vez que dependem da disponibilidade dos recursos

hídricos, o que cria a necessidade de altos investimentos em linhas de transmissão de

energia para o escoamento da produção. Além disso, estudos recentes mostram que a

grande reserva de biomassa depositada no fundo dos reservatórios deteriora-se liberando

gases como o dióxido de carbono e o metano, que contribuem para o aumento do efeito

estufa(1). Segundo ambientalistas, esse tipo de construção gera graves impactos

ambientais, também devido à necessidade de inundação de grandes áreas verdes. Os

próprios relatórios da Agência Nacional de Energia Elétrica (Aneel) indicam os

problemas ambientais como a principal causa de atrasos no cronograma energético

brasileiro(8)(14).

7 A energia gerada em usinas hidrelétricas é uma energia limpa (principalmente quando

comparada às termelétricas, que causam maior aumento do efeito estufa e até mesmo

chuvas ácidas nos locais onde se apresentam em grandes concentrações) e renovável

sendo nulo o preço pago pelo seu combustível, a água, fato que faz com que não

apresente grandes oscilações em seus custos em função de variações nos preços dos

energéticos nos mercados mundiais, principalmente os derivados de petróleo(1). Além

disso, a eficiência energética das hidrelétricas é alta, geralmente atingindo em torno de

90%, enquanto que as usinas a carvão mineral, principais fontes de geração de energia

do mundo, apresentam eficiência de aproximadamente 30%(15).

2.2 Turbinas hidráulicas

Turbinas são equipamentos construídos para converter energia mecânica e térmica

contida em um fluido, em trabalho de eixo. Podem ser usadas para movimentar um

outro equipamento mecânico rotativo, como uma bomba ou ventilador, ou para a

geração de eletricidade e, nesse caso, são ligadas a um gerador. Outra aplicação é na

área de propulsão naval, ou aeronáutica(16).

Os principais tipos encontrados são: turbinas a vapor, a gás, hidráulicas, aeronáuticas e

eólicas, sendo que a principal diferença entre os diversos tipos é o fluido de trabalho.

Em decorrência disso, é claro, há outras, tais como a temperatura máxima de operação,

potência máxima, vazão de fluido, pressão de trabalho e os detalhes construtivos e

dimensões(16).

A forma construtiva básica é a mesma para todos os tipos: um rotor dotado de um certo

número de pás ou palhetas, ligado a um eixo que gira sobre um conjunto de mancais de

deslizamento. Todos os tipos podem ter uma rotação fixa ou variável, dentro de uma

determinada faixa. Entretanto, quando são usadas para a geração de energia elétrica, a

rotação geralmente é mantida num valor fixo para manter a frequência da rede

constante(16).

As turbinas hidráulicas são projetadas para transformar a energia mecânica (a energia

8 potencial gravitacional e a energia cinética) de um fluxo de água, em potência de eixo.

Quando utilizadas em usinas hidrelétricas, são acopladas a um gerador elétrico, o qual,

por sua vez, produz eletricidade e a transmite para uma ou mais linhas de transmissão

que são interligadas à rede de distribuição(1)(17).

Elas dividem-se entre três tipos principais quanto ao tipo de rotor: Pelton, Francis e

Kaplan. Cada um destes tipos é adaptado para funcionar em usinas com uma

determinada faixa de altura de queda. As vazões podem ser igualmente grandes em

qualquer uma delas, mas a potência será proporcional ao produto da queda (H) e da

vazão volumétrica (Q)(17). As diferenças entre estes tipos serão explicadas mais adiante.

Em todos os tipos há alguns princípios de funcionamento comuns. A água entra pela

tomada d’água, à montante da usina hidrelétrica que está num nível mais elevado, e é

levada através de um conduto forçado até a entrada da turbina. Lá, a água passa por um

sistema de palhetas guias móveis, que controlam a vazão volumétrica fornecida à

turbina. Para aumentar a potência, as palhetas se abrem e para diminuir a potência elas

se fecham. Após passar por este mecanismo, a água chega ao rotor da turbina onde, por

transferência de quantidade de movimento, parte da energia potencial dela é transferida

para este rotor na forma de torque e velocidade de rotação. Devido a este fato, a água na

saída da turbina está a uma pressão um pouco menor que a atmosférica, e bem menor do

que a inicial. Após passar pelo rotor, um duto chamado tubo de sucção conduz a água

até a parte de jusante do rio, no nível mais baixo. As turbinas Pelton têm um princípio

um pouco diferente (impulsão), pois a pressão primeiro é transformada em energia

cinética em um bocal, onde o fluxo de água é acelerado até uma alta velocidade e, em

seguida, choca-se com as pás da turbina imprimindo-lhe rotação e torque(17).

A potência de uma turbina pode ser calculada pela seguinte expressão: P = QHg,

onde é a densidade do fluido, Q é a vazão volumétrica, H é a altura da queda, g é a

aceleração da gravidade e o índice é a eficiência total da turbina, que é a fração da

energia total da fonte de energia primária (no caso a água) que é convertida em energia

útil (no caso potência de eixo). Turbinas modernas têm uma eficiência típica entre 85%

e 99%(11)(17)(18), que varia conforme a vazão de água e a potência gerada. As principais

causas gerais da perda de eficiência nas turbinas são(17):

9 • perdas hidráulicas: a água tem que deixar a turbina com alguma velocidade, e esta

quantidade de energia cinética não pode ser aproveitada pela turbina.

• perdas mecânicas: são originadas por atrito nas partes móveis da turbina e calor

perdido pelo aquecimento dos mancais. Geradas também através da erosão por

cavitação e por atrito direto da água misturada com areia ou resíduos com os

componentes da turbina, ocasionando a perda do perfil hidrodinâmico original.

Geralmente, as turbinas hidráulicas são montadas com o eixo no sentido vertical(Kaplan

e Francis), exceto no caso das Pequenas Centrais Hidrelétricas. Um mancal de escora

suporta todo o peso das partes girantes da turbina e do gerador, logo acima dela.(19)

2.2.1 Partes de uma turbina hidráulica

Uma turbina é constituída por vários componentes, mostrados na Figura 2.3, dentre os

quais podem-se citar cinco como principais: caixa espiral, pré-distribuidor, distribuidor,

rotor e eixo, tubo de sucção. Estes são brevemente descritos a seguir(17):

Figura 2.3 – Vista explodida da Unidade Geradora da Usina de Itaipu mostrando seus componentes(20)

10

A caixa espiral é uma tubulação de forma toroidal que envolve a região do rotor. Esta

parte fica integrada à estrutura da usina, não sendo possível ser removida ou modificada

facilmente. Tem como função distribuir a água igualmente na entrada da turbina, e é

fabricada em chapas de aço carbono soldadas em segmentos. Ela conecta-se ao Conduto

Forçado na seção de entrada, e ao Pré-distribuidor na seção de saída.

A função do pré-distribuidor é direcionar a água para a entrada do distribuidor. É

composto de dois anéis superiores, entre os quais são montados um conjunto de 18 a 24

palhetas fixas, com perfil hidrodinâmico de baixo arraste, de modo a não gerar perda de

carga e a não provocar turbulência no escoamento. É uma parte sem movimento,

soldada à caixa espiral e fabricada com chapas de aço carbono.

O distribuidor é composto de uma série de 18 a 24 palhetas móveis, acionadas por um

mecanismo hidráulico montado na tampa da turbina, o qual não fica em contato com a

água. Todas as palhetas têm seu movimento conjugado, isto é, todas se movem ao

mesmo tempo e de modo igual. O acionamento é feito por um ou dois pistões

hidráulicos que operam numa faixa de pressão de 20 bar nas mais antigas, até 140 bar

nos modelos mais recentes. O distribuidor controla a potência da turbina, uma vez que

regula a vazão de água. É um sistema que pode ser operado manual ou

automaticamente, tornando o controle da turbina praticamente isento de interferência do

operador.

No rotor da turbina ocorre a conversão do movimento do fluido em rotação do eixo.

Rotor é tudo que gira em torno do seu próprio eixo, apoiado em qualquer tipo de

estrutura que fornece sustentação, produzindo movimentos de rotação. Qualquer

máquina rotativa, como turbinas, compressores, redutores, entre outros, possuem eixos

rotativos apoiados em mancais de deslizamento, rolamento ou magnéticos. Esse

conjunto é chamado de Rotor.

Tubo de sucção é um tubo de saída de água, geralmente apresentando um diâmetro final

maior do que o inicial, desacelerando o fluxo de água após esta ter passado pela turbina

e devolvendo-a ao rio na parte jusante da casa de força.

11

2.2.2 Tipos de turbinas hidráulicas

As informações descritas a seguir foram retiradas e adaptadas do Centro Nacional de

Referência em Pequenas Centrais Hidrelétricas(19). As turbinas hidráulicas são

classificadas como turbinas de ação ou de reação. No primeiro tipo, a energia hidráulica

disponível é transformada em energia cinética para, depois de incidir nas pás do rotor,

transformar-se em mecânica, sendo que tudo isto ocorre à pressão atmosférica. Já na

turbina de reação, o rotor é completamente submerso na água e, com o escoamento da

água, ocorre uma diminuição de pressão e de velocidade entre a entrada e a saída do

rotor.

Tradicionalmente, o uso de turbinas hidráulicas tem-se concentrado nas convencionais:

tipo Pelton, no caso das máquinas de ação; e na Francis e Kaplan, no caso do tipo de

reação. Existe ainda a opção das chamadas turbinas não convencionais, tais como a

turbina Michell Banki, turbina de Fluxo Partido, Turgo, Shiele, Hidrocinética e B.F.T

(Bombas Funcionando como Turbinas). As turbinas não convencionais apresentam

como vantagens comuns: simplicidade construtiva, adequação à padronização, baixo

custo, simplicidade de operação e manutenção, robustez dos componentes e bom

comportamento em sistemas isolados. Como desvantagem, conseqüentes das

simplificações impostas, elas apresentam rendimentos inferiores às turbinas tradicionais,

e por este motivo não são as mais utilizadas.

No caso das grandes centrais hidrelétricas, as turbinas somente são construídas após a

definição de todos os parâmetros topográficos, hidrológicos e operacionais. Desta forma

é feito então um projeto exclusivo para as condições impostas. O objetivo do fabricante

é obter um ganho de rendimento, o qual é resultante de extensos estudos hidrodinâmicos

do equipamento. O alto custo desta exclusividade é diluído, em virtude das grandes

potências geradas e do considerável aumento de receita representado por cada

percentual de eficiência acrescido à turbina.

Já em instalações de pequeno porte, mini e micro centrais hidroelétricas, o principal

objetivo é obter energia elétrica mediante baixo custo. Nestes casos, o estudo da escolha

12 da turbina é feito de maneira análoga à das grandes instalações e tem como fatores

limitantes a rotação mínima admissível para o gerador (da ordem de 600 rpm), além da

necessidade de utilizar modelos padronizados, oferecidos pelo fabricante.

As Turbinas Francis, mostradas na Figura 2.4(15) são máquinas de reação, escoamento

radial (lento e normal) e escoamento misto (rápido). Elas operam sob médias quedas e

médias vazões, sendo que o controle da vazão é realizado no distribuidor ou no sistema

de pás móveis(19).

Figura 2.4 - Turbinas Francis(17)(19)

Podem ser utilizadas em quedas de até 1000m (média pressão), consumindo até 1000m3

de água por segundo para a geração de até 1000MW(21). Entretanto, são mais

comumente utilizadas em quedas de 40m até 400m. A Usina hidrelétrica de Itaipu,

assim como a Usina hidrelétrica de Tucuruí, Furnas, Três Marias e outras no Brasil

funcionam com turbinas tipo Francis com cerca de 100 m de queda d' água(17).

O rotor da turbina Francis tem uma eficiência de operação alta (em torno de 90%) em

várias faixas de alturas e vazões. O tamanho deste tipo de rotor pode variar de menor

que um metro até acima de quinze metros de diâmetro(15). A Usina de Três Gargantas na

China possuirá 26 turbinas Francis, sendo que cada rotor terá 10m de diâmetro, pesará

450 toneladas e gerará 700MW de potência, fazendo desta usina a maior hidrelétrica do

mundo quando a mesma entrar completamente em operação, o que está programado

para 2009(22).

13

As Turbinas Pelton são máquinas de ação e de escoamento tangencial. Operam sob altas

quedas e baixas vazões. Podem ser de um, dois, quatro e seis jatos, sendo que o controle

da vazão é realizado na agulha móvel (que funciona como uma válvula) e no

injetor(17)(19), não havendo um sistema de palhetas móveis.

Figura 2.5 - Turbinas Pelton(17)(19)

Desenvolvidas para utilização em quedas de 350m até 1800m (alta pressão) são, por

isso, muito mais comuns em países montanhosos. Elas consomem até 50m3 de água por

segundo enquanto geram até 150MW(17)(21). Este modelo de turbina opera com

velocidades de rotação maiores que os outros, e tem o rotor com características bastante

distintas. Os jatos de água ao se chocarem com as "conchas" do rotor geram o impulso,

sendo que, dependendo da potência que se queira gerar, podem ser acionados os seis

bocais simultaneamente, ou apenas cinco, quatro, etc. O número normal de bocais varia

de dois a seis, igualmente espaçados angularmente para garantir um bom balanceamento

dinâmico do rotor(17).

As turbinas Pelton, devido à possibilidade de acionamento independente nos diferentes

bocais, apresentam uma boa performance em diversas condições de operação.

Entretanto, um dos maiores problemas destas turbinas é conseqüência da alta velocidade

com que a água se choca com o rotor. Isto provoca uma grande erosão devido ao efeito

abrasivo da areia misturada com a água, comum em rios de montanhas, diminuindo

assim o tempo de vida útil deste equipamento(17).

14

As Turbinas Kaplan são máquinas de reação, de escoamento axial, e que operam sob

grandes vazões e baixas quedas. O controle de vazão na turbina Kaplan é realizado

pelas pás do distribuidor e pelas pás do rotor(19). Também apresentam bom rendimento

em uma ampla faixa de operação(17).

Figura 2.6 - Turbinas Kaplan(10)(19)

São adequadas para operar entre quedas de 20 m até 50 m. A única diferença entre as

turbinas Kaplan e a Francis é o rotor, que se assemelha a um propulsor de navio (similar

a uma hélice) com duas a seis as pás móveis. Um sistema de embolo e manivelas,

montado dentro do cubo do rotor, é responsável pela variação do ângulo de inclinação

das pás. O óleo é injetado por um sistema de bombeamento localizado fora da turbina, e

conduzido até o rotor por um conjunto de tubulações rotativas que passam por dentro do

eixo. O acionamento das pás é acoplado ao das palhetas do distribuidor de modo que,

para uma determinada abertura do distribuidor, tem-se um determinado valor de

inclinação das pás do rotor(17).

Os rotores das turbinas Kaplan são os mais caros dentre os outros tipos, sendo por este

motivo menos utilizados no Brasil. Em caso das instalações exigirem este tipo, os

projetos geralmente são importados das sedes de origem do fornecedor(19).

2.2.3 Construção de rotores e componentes de turbinas hidráulicas

As turbinas hidráulicas e seus componentes podem ser fabricados de diferentes

materiais e através de diferentes métodos. O método de produção deve garantir fatores

como: baixo custo, facilidade de transporte das mesmas da fábrica até o local de

15 instalação, uma alta eficiência de conversão de energia e um alto nível de

confiabilidade quando em operação(11). A escolha dos materiais deve levar em conta

principalmente: custos, integridade estrutural, resistência à corrosão e à erosão por

cavitação e facilidade de manutenção(11). Em resumo, pode-se dizer que a escolha do

material e do método de fabricação mais apropriados é feita objetivando-se

componentes com a melhor relação custo-benefício e que garantam um bom

desempenho quando em operação(10)(11).

O processo de fabricação de rotores de turbinas hidráulicas é composto geralmente por

duas etapas principais: fundição e soldagem. Em termos de materiais, há duas

configurações típicas aplicadas: aço carbono fundido revestido por soldagem com aço

inoxidável; ou aço inoxidável martensítico macio (AIMM) fundido do tipo CA-6NM,

alternativa mais utilizada atualmente pelos fabricantes(23).

Inicialmente, a maioria dos rotores das turbinas hidráulicas e seus acessórios eram feitos

de aços carbono-manganês (C-Mn) fundidos contendo em torno de 0,2% de carbono,

sendo mais comum o de especificação ASTM A 27. As áreas dos rotores que fossem

consideradas mais susceptíveis à erosão por cavitação eram protegidas por uma camada

de revestimento soldada ou por placagem com um aço inoxidável austenítico, sendo este

último um material mais resistente a este fenômeno. A partir da década de 70, grandes

rotores e componentes começaram a ser fabricados em aços inoxidáveis martensíticos

macios (AIMM) contendo 11 a 13%Cr e 1 a 6%Ni, sendo mais comumente utilizado o

de especificação ASTM A 743 CA-6NM(10)(11). Esta mudança se deu, dentre outros

fatores, a este último oferecer melhor soldabilidade do que os aços inoxidáveis

martensíticos convencionais (como por exemplo, o de especificação ASTM A 743 CA-

15M), além de maior facilidade de fundição(24), tenacidade ao impacto cerca de duas

vezes maior(24), maior resistência à erosão por cavitação, à abrasão, à corrosão e um

limite de escoamento mais de duas vezes maior quando comparado ao tipo C-Mn,

ASTM A 27 (tipicamente 550MPa comparado com 205MPa)(24), possibilitando a

redução dimensional com conseqüente redução de peso e melhoria da eficiência do

equipamento, apresentando desta maneira a melhor relação custo-benefício(11)(25)(26)(27).

Outra grande vantagem foi a possibilidade da eliminação da etapa de revestimento dos

componentes por soldagem com aços inoxidáveis austeníticos, etapa que aumentava

16 consideravelmente os custos de construção, além de dificultar o controle do perfil

hidrodinâmico, de fundamental importância na vida útil do equipamento(28)(29).

No Brasil, a utilização deste aço inoxidável martensítico macio na construção de

componentes de turbinas hidráulicas se deu a partir dos anos 80, através de projetos

originários das matrizes européias das empresas fabricantes(10).

A Figura 2.7 mostra o desempenho de diferentes materiais utilizados na fabricação de

componentes de turbinas hidráulicas no teste de erosão por cavitação induzida por

vibração ultrassônica, este a ser detalhado mais adiante neste documento, no item 2.4.4.

Figura 2.7 – Desempenho comparativo de diferentes materiais utilizados na construção de componentes

de turbinas hidráulicas no teste de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica(11)

O aço inoxidável depositado do tipo 308L apresenta como vantagens uma melhor

resistência à erosão por cavitação conforme mostrado na Figura 2.7. Entretanto, o limite

de escoamento deste aço inoxidável austenítico é similar ao do aço carbono, e apenas a

metade daquele do aço 13%Cr – 4%Ni, o que levaria à necessidade de produção de

17 componentes espessos de 308L, similares aos de aço carbono, o que os torna

inviáveis economicamente(11). Já o aço inoxidável duplex ainda apresenta custos de

produção grandes quando comparado aos outros materiais, apesar de apresentar melhor

resistência à erosão por cavitação(11). A Tabela 2.1 mostra a composição química e

propriedades mecânicas dos aços utilizados na produção de turbinas hidráulicas e

componentes.

Tabela 2.1 – Aços Estruturais utilizados em Turbinas Hidráulicas e seus Componentes(11)(30)

Composição Química

C

máx.

Si

máx.

Mn

máx. Cr Ni Mo

S

máx.

P

máx.

Aço Fundido

C-Mn (ASTM A 27) 0,25 0,80 0,75 0,50 0,50 0,25 0,06 0,05

Aço Fundido

13%Cr – 4%Ni

(CA-6NM)

0,06 1 1 11,5 - 14 3,5 – 4,5 0,4 - 1 0,03 0,04

Aço Fundido

12%Cr (CA-15M) 0,15 0,65 1 11,5 - 14 1 máx. 0,15 – 1 0,04 0,04

Propriedades Mecânicas

Limite de

Escoamento (MPa)

Mínimo

Limite de Resistência (MPa)

Mínimo

Alongamento

(%)

Mínimo

Redução

de área

(%)

Aço Fundido

C-Mn (A 27) 205 415 22 -

Aço Fundido

13%Cr – 4%Ni

(CA-6NM)

550 755 15 35

Aço Fundido

12%Cr (CA-15M) 450 620 18 30

A fundição com areia continua sendo o único método economicamente viável para a

produção de rotores de turbinas hidráulicas e seus componentes(11). A usinagem dos

contornos complexos e assimétricos dos componentes e a obtenção do acabamento

requerido para as pás das turbinas hidráulicas são operações que requerem muita

tecnologia e controle sendo, portanto, bastante dispendiosas(11).

18 No caso da liga CA-6NM, espessuras de 3/16in(4,8mm) para cima podem ser

fundidas satisfatoriamente(24), no entanto, as grandes dimensões e massas dos rotores

tornam muito difícil a fundição dos mesmos inteiramente em uma única peça, mesmo

com o desenvolvimento de técnicas mais avançadas de remoção de impurezas(11). Além

disso, devem se evitar mudanças drásticas na seção do fundido sempre que possível(24),

considerando-se que, quanto maior e mais complexa for a forma do rotor, o controle da

qualidade e das tolerâncias dimensionais requeridas para manter um bom perfil

hidrodinâmico fica cada vez mais difícil, tornando desta forma como melhor opção a

fundição dos componentes do rotor separadamente e sua montagem subseqüente(11).

Diversos processos podem ser utilizados na etapa de soldagem, dentre os quais pode-se

citar, principalmente, a soldagem convencional ou pulsada com arames sólidos e arames

tubulares com fluxo metálico (GMAW - Gas Metal Arc Welding) ou arames tubulares

com fluxo não metálico (FCAW - Flux Cored Arc Welding)(11). Nos últimos anos, vem

aumentando o emprego de processos mecanizados os quais proporcionam taxas de

deposição ainda maiores, tais como a soldagem por eletro escória (ESW - Eletro Slag

Welding) ou arco submerso (SAW - Submerged Arc Welding), principalmente aplicadas

em juntas de grandes espessuras(22).

2.2.4 Reparo de rotores e componentes de turbinas hidráulicas

As turbinas hidráulicas são geralmente desenvolvidas para ter uma vida útil de cerca de

60 anos. Durante este período, ocorrem paradas para manutenção preventiva e preditiva

e paradas forçadas, devido a circunstâncias não previstas, estas últimas podendo vir

gerar altos custos. Cerca de metade das paradas programadas são para manutenção de

equipamentos elétricos e a outra metade para a manutenção de turbinas e de seus

respectivos componentes(11).

O reparo dos rotores é feito, principalmente, devido à erosão por cavitação e ao

surgimento de trincas por fadiga(11)(23), além do eventual reparo de possíveis defeitos de

fundição durante a fabricação(22). Embora as trincas por fadiga sejam vistas com maior

preocupação do que o dano cavitacional, este último é freqüentemente a causa da parada

programada, uma vez que muda o perfil hidrodinâmico do equipamento, levando a altas

19 tensões dinâmicas no rotor e nas estruturas associadas a ele, além de provocar queda

na eficiência e redução da vida útil do equipamento(11)(15)(18)(29). A erosão por cavitação

raramente causa uma parada forçada(11)(29), no entanto ela aumenta significativamente o

tempo gasto em uma parada programada para manutenção(11).

A recuperação das partes danificadas é feita através de soldagem e, mais recentemente,

também tem sido utilizado o recobrimento por aspersão térmica(31). Vários processos de

soldagem têm sido utilizados nesta recuperação, entre os quais pode-se citar a soldagem

com eletrodos revestidos (SMAW – Shielded Metal Arc Welding), soldagem

convencional ou pulsada com arames sólidos e tubulares com fluxo metálico (GMAW -

Gas Metal Arc Welding) e soldagem com arames tubulares com fluxo não metálico

(FCAW - Flux Cored Arc Welding), sendo estes dois últimos os mais empregados

atualmente(10)(11)(21)(22)(23). A escolha do melhor processo em cada caso depende de

fatores tais como a posição de soldagem, acessibilidade e os custos de mão-de-obra,

equipamentos e consumíveis(22).

As condições nas quais os soldadores de reparo trabalham em uma usina hidrelétrica são

bem distantes das ideais, já que o acesso à peça de trabalho é muito limitado e algumas

vezes até bloqueado por outras peças, forçando-os freqüentemente a segurar a tocha de

uma maneira não usual, além de terem que fazer movimentos complexos necessários

para o enchimento das superfícies desgastadas, predominantemente nas posições

horizontal, vertical e sobrecabeça(21). Além disso, há a necessidade de garantirem uma

boa penetração, evitar a incidência de mordeduras e prevenir possíveis defeitos de falta

de fusão, inclusões de escória e porosidade(21), a qual influencia negativamente a

resistência à cavitação, reduzindo o tempo de incubação e elevando a taxa de erosão(32).

Nestas condições, um processo e consumível que garanta uma boa soldabilidade faz a

diferença, daí o motivo da crescente substituição da utilização de arames sólidos por

arames tubulares similares para esta aplicação, os quais trazem algumas vantagens que

ajudam na redução do tempo total de recondicionamento das turbinas, contribuindo

desta forma para um reparo mais eficiente(21). Dentre estas vantagens, pode-se citar

principalmente o melhor acabamento final e menor probabilidade de haver mordeduras,

levando desta forma a uma menor necessidade de esmerilhamento(21), o qual influencia

negativamente a resistência à erosão por cavitação de uma superfície(32)(33). Um ligeiro

20 esmerilhamento, entretanto, é necessário de forma a eliminar irregularidades

superficiais que se constituem em intensificadores locais da cavitação(34).

Para o reparo por soldagem de rotores e componentes de turbinas hidráulicas feitos de

aço C-Mn, normalmente são utilizados consumíveis que depositam aço inoxidável

austenítico do tipo 308 ou 309, principalmente devido à sua maior resistência à erosão

por cavitação e à corrosão(10)(23). Embora o metal de solda gerado pelo consumível do

tipo 308 apresente maior resistência à erosão por cavitação do que o tipo 309(11), este

último é bastante utilizado por apresentar uma microestrutura final do metal de solda

constituída de martensita combinada com austenita, menos susceptível à fissuração por

hidrogênio do que a estrutura totalmente martensítica obtida com o tipo 308

(considerando-se 50% de diluição com o metal de base C-Mn)(10). Outra alternativa

seria a utilização de consumíveis que depositassem o aço inoxidável austenítico do tipo

312, a qual não é viável devido ao seu custo ser mais elevado do que os tipos 308 e

309(10). Consumíveis que depositam ligas com 8 a 10% de Cobalto foram desenvolvidos

especialmente para terem maior resistência à erosão por cavitação do que as dos tipos

supracitados, porém sua utilização no Brasil é limitada a regiões mais sujeitas ao dano

cavitacional, também devido ao seu alto custo, mais difícil soldabilidade e maior

dificuldade de esmerilhamento(10)(11)(15)(34)(35).

No caso do reparo por soldagem de rotores ou componentes de turbinas hidráulicas de

aço inoxidável martensítico macio, como o de especificação CA-6NM, utiliza-se

atualmente consumíveis que depositam aço inoxidável austenítico tipo 309 ou 308 ou

ligas com 8 a 10% de Cobalto, assim como é feito para componentes de aço C-Mn(10).

Há ainda a opção de aplicação de consumíveis que depositam ligas com composição

similar à do metal de base(10)(21)(23), porém quando isto é feito, existe um fator

complicador associado à provável necessidade de realização de um tratamento térmico

após soldagem, o qual nem sempre é de fácil aplicação(10)(21). A preocupação com a

integridade estrutural é o principal fator para se aplicar um tratamento térmico após

soldagem(11), uma vez que este tem o objetivo de revenir a estrutura e reduzir tensões

residuais que possam resultar na falha do componente, principalmente quando

associadas a uma estrutura martensítica e hidrogênio em solução(10).

21 Devido à freqüente dificuldade em se aplicar este tratamento térmico, técnicas de

reparo sem tratamento térmico pós-soldagem encontram-se em constante

desenvolvimento, com as quais pretende-se, através de procedimentos estritamente

controlados, aproveitar o calor gerado em cada passe de soldagem de modo a alcançar

na microestrutura da zona termicamente afetada do metal de base os requisitos de

tenacidade mínima e de dureza máxima, os quais garantam a integridade estrutural do

componente recuperado(26). Dentre estas, destaca-se a técnica da “dupla-camada”, a qual

utiliza um método controlado de deposição, de maneira que a segunda camada promova

o refino e a redução de dureza da zona termicamente afetada gerada pela primeira

camada de solda. A eficácia desta técnica depende de uma relação correta de energias

de soldagem entre os vários passes de solda, além das condições de soldagem

determinadas para os materiais de base e de adição específicos(25).

2.3 Aços inoxidáveis martensíticos

2.3.1 Conceitos básicos

O termo aço inoxidável é utilizado para denominar um grupo de ligas que apresentam,

como propriedades principais, a resistência à corrosão atmosférica, à corrosão em meios

aquosos e à corrosão a altas temperaturas. Estes aços contêm basicamente cromo e,

muitas vezes, níquel, sendo o cromo o responsável principal por estas propriedades.

Outros elementos também podem estar presentes, como o carbono, silício, manganês,

molibdênio, fósforo, enxofre e nitrogênio, sendo ou resultantes dos materiais utilizados

na fabricação do aço ou mesmo adicionados intencionalmente de maneira a melhorar

certas propriedades ou o processo de fabricação. O cromo é um metal menos nobre que

o ferro na série eletroquímica e, desta forma, por um processo de passivação, ou mesmo

espontaneamente em contato com o ar, forma uma camada superficial de óxido de

cromo, a qual constitui-se numa proteção contínua, impermeável, aderente e quase que

insolúvel em vários reagentes, protegendo o aço contra o ataque de diversos agentes

corrosivos e oxidantes. A presença deste elemento até mesmo em pequenas quantidades

em uma liga já aumenta consideravelmente a resistência à corrosão atmosférica,

entretanto, para ser classificada como aço inoxidável, uma liga Fe-Cr ou Fe-Cr-Ni deve

22 apresentar pelo menos de 10 a 12% Cr. Os aços inoxidáveis podem ser classificados

baseado na fase predominante de sua estrutura como: martensíticos, ferríticos,

austeníticos, duplex ou como endurecíveis por precipitação(PH)(36).

Os aços inoxidáveis martensíticos são ligas Fe-Cr que contêm geralmente entre 12 e

18%Cr e entre 0,1 e 1%C e que podem ser austenitizadas caso sejam aquecidas à

temperatura suficientemente alta para tal, além de poderem sofrer tratamentos térmicos

de têmpera e revenimento que garantam alta resistência e dureza(36)(37). A resposta

desses aços inoxidáveis ao processo de tratamento térmico é essencialmente a mesma

dos aços carbono e baixa liga, onde as maiores resistência e dureza dependem

principalmente do teor de carbono presente(37). Também devido ao seu alto teor de

cromo, estas ligas apresentam elevada temperabilidade, podendo ser temperadas por um

resfriamento ao ar calmo desde temperaturas maiores que 820°C, exceto para o caso de

peças de grande espessura(36).

Embora o teor de cromo deste tipo de aço inoxidável seja o mesmo de alguns aços

inoxidáveis ferríticos, o maior teor de carbono presente resulta em uma transformação

completa da ferrita-δ em austenita em temperaturas elevadas (~980°C), seguido por uma

mudança subseqüente para uma estrutura martensítica através de um resfriamento

suficientemente rápido(36)(37) ou para uma estrutura ferrítica com carbonetos quando o

resfriamento for mais lento(36). A Figura 2.8 mostra o diagrama de equilíbrio Fe-Cr-C

pseudobinário de uma liga com 12%Cr indicando, em função do teor de carbono e da

temperatura, as fases presentes. A Figura 2.9 mostra o diagrama tempo-temperatura-

transformação (TTT) de um aço inoxidável martensítico do tipo AISI 410 ilustrando as

fases e constituintes que se formarão a cada taxa de resfriamento.

23

Figura 2.8 - Diagrama de equilíbrio Fe-Cr-C pseudobinário de uma liga com 12% de cromo(37)

Figura 2.9 – Diagrama TTT de um aço inoxidável martensítico tipo AISI 410(38)

Os aços inoxidáveis martensíticos apresentam uma resistência à corrosão inferior à dos

demais tipos, porém ainda sendo satisfatórios para aplicações em meios menos

24 corrosivos(11)(36)(37). A condição de fornecimento destes aços é, geralmente, no estado

temperado e revenido(36)(39), sendo que a têmpera induz uma estrutura frágil e dura, que

pode ter sua dureza reduzida através de um revenimento, precipitando-se uma fina

dispersão de carbonetos. As propriedades mecânicas variarão de acordo com as

diferentes combinações de temperaturas de têmpera e revenido(36). As principais

aplicações destas ligas são componentes que requerem alta dureza, resistência mecânica,

resistência à fluência, à fadiga, à abrasão ou à erosão em ambientes secos ou úmidos e

ao calor até aproximadamente 600°C, por exemplo, mancais, componentes de turbinas a

vapor ou a gás, equipamentos para energia nuclear, motores a jato, componentes da

indústria petroquímica e peças de cutelaria(10)(26)(36).

O ciclo térmico que ocorre na zona fundida e na zona termicamente afetada (ZTA)

durante a soldagem destes aços, com um aquecimento e rápido resfriamento, é

equivalente a um ciclo de têmpera(37). Devido à alta temperabilidade deste tipo de

material, tanto a zona fundida quanto a ZTA, austenitizadas pelos ciclos térmicos na

soldagem, se transformam em martensita no resfriamento, sendo que a dureza destas

regiões vai depender principalmente do teor de carbono, não dependendo tanto do

procedimento de soldagem nem do tratamento térmico inicial da peça. A microestrutura

destas regiões deverá ser formada por martensita, martensita e ferrita-δ ou por

martensita (ou martensita com ferrita-δ) e austenita retida, dependendo das temperaturas

Ms e Mf e da presença de segregação. A presença de muita ferrita-δ remanescente na

região da solda pode ocorrer caso a velocidade de resfriamento seja alta e é indesejável,

uma vez que esta fase não tem suas propriedades controladas através de tratamentos

térmicos, tendendo também a ser frágil e pouco tenaz(36).

Devido à sua resposta aos ciclos térmicos de soldagem, os aços inoxidáveis

martensíticos são considerados os mais difíceis de se soldar, dentre os cinco tipos

principais de aços inoxidáveis(37). Um grande problema na soldagem desses aços é a

possibilidade de fissuração, uma vez que a martensita é uma fase que apresenta alta

fragilidade e dureza, as quais aumentam com o teor de carbono(36). A combinação da

presença de hidrogênio, de concentradores de tensão e de tensões elevadas associadas à

mudança de volume devido à transformação martensítica pode induzir a trincas tanto na

zona fundida quanto na ZTA, as quais podem se propagar rapidamente através da

25 solda(36)(37). Estas trincas podem ser evitadas tomando-se algumas precauções no

procedimento de soldagem, como:

• Controle do grau de restrição da junta a ser soldada, principalmente em peças

espessas, as quais são mais críticas quanto a este aspecto(36)(37).

• Utilização de consumíveis de baixo hidrogênio, uma vez que este elemento é o

principal causador das trincas na região da solda em aços inoxidáveis martensíticos.

No estado supersaturado, o hidrogênio difunde para regiões de altas tensões, onde

ele pode iniciar uma trinca, a qual se propaga com a difusão continuada deste

elemento para a ponta, região concentradora de tensões. Estas trincas a frio

induzidas por hidrogênio se formam quando a solda está na temperatura ambiente

(ou próxima dela, geralmente menor do que 150°C), sendo que a fissuração pode

ocorrer quase que imediatamente ou até mesmo horas após o resfriamento, podendo

o componente já ter passado pela inspeção(37).

• Eliminação das demais possíveis fontes de hidrogênio, armazenando os consumíveis

em locais próprios, ressecando e mantendo os mesmos em estufas adequadas, além

de eliminar das peças a serem soldadas qualquer resíduo de umidade, graxa, óleo,

cera ou carepa que contenham hidrogênio ou hidróxidos(37).

• Pré-aquecimento e controle da temperatura entre passes, os quais são aplicados de

forma a controlar a taxa de resfriamento, proporcionando a relaxação de tensões de

contração e uma maior difusão de hidrogênio para fora da junta, enquanto a

temperatura está acima da ambiente. A temperatura de pré-aquecimento da junta

depende do teor de carbono, da espessura das peças, do metal de adição, do processo

de soldagem e do grau de restrição(36)(37). Na maioria das vezes, escolhe-se uma

temperatura de pré-aquecimento abaixo da temperatura Mf do aço, a qual se

encontra cerca de 100°C abaixo da temperatura Ms. Esta última é dependente

principalmente dos teores de carbono, manganês, níquel, cromo e molibdênio do aço

e calculada por equações específicas. Isto é feito de forma a garantir que ocorra a

máxima transformação para martensita(37).

• Aplicação de tratamento térmico da peça após soldagem, quando necessário.

Durante a soldagem dos aços inoxidáveis martensíticos, a zona de fusão e parte da

ZTA que é aquecida a uma temperatura maior do que a de austenitização, são

transformadas em martensita não revenida e frágil ao serem resfriadas à temperatura

ambiente. Este material geralmente não é adequado para o serviço na condição

26 como soldado, porque a ductilidade, ou tenacidade à fratura da martensita não

revenida é inferior à da microestrutura adjacente, temperada e revenida. Desta

forma, é recomendado um tratamento térmico após soldagem de forma a reduzir a

dureza e aumentar a tenacidade da região da solda. As propriedades da zona de

fusão como soldada e sua resposta ao tratamento térmico geralmente podem ser

controladas pela escolha correta do consumível de soldagem, no entanto, as

propriedades da ZTA apenas podem ser controladas pela escolha criteriosa do

processo e dos parâmetros de soldagem e pela aplicação do tratamento. Outras

vantagens em se aplicar um tratamento térmico após soldagem, o qual é opcional

para aços inoxidáveis martensíticos com teor de carbono menor que 0,10%(36), são a

diminuição das tensões residuais associadas ao processo de soldagem e permitir que

o hidrogênio se difunda para fora da região da solda(36)(37).

• Avaliar a possível utilização de um metal de adição austenítico, levando em conta

para a aplicação em questão as conseqüências das diferentes propriedades deste

material, o qual possui uma zona fundida macia e dúctil, apresentando também uma

maior solubilidade do hidrogênio na austenita do que na martensita, além de uma

menor difusividade, reduzindo o risco de fissuração(36)(37).

2.3.2 Aço inoxidável martensítico macio ASTM A 743 CA-6NM

As dificuldades enfrentadas na soldagem dos aços inoxidáveis martensíticos

convencionais, particulamente sua difícil soldabilidade e susceptibilidade a trincas a frio

no metal de solda ou na ZTA, levaram ao desenvolvimento, ao final da década de 50, de

uma variação deste tipo de liga que apresentasse uma melhoria nestas características,

denominada aços inoxidáveis martensíticos macios (AIMM)(25). Inicialmente, estes aços

foram desenvolvidos para a fabricação de rotores de turbinas hidráulicas, visando a

melhoria da soldabilidade, da tenacidade e da resistência à erosão por cavitação dos

mesmos quando em operação(24)(39)(40), porém encontraram aplicações também nas

indústrias química e petroquímica, dentre outras(24).

A classe de aços inoxidáveis martensíticos macios é formada por ligas que contêm teor

máximo de 0,08%C, 12 a 17%Cr, 3,5 a 6%Ni e até 2,5%Mo(41), sendo que a melhoria na

soldabilidade é obtida através da diminuição do teor de carbono, que reduz a dureza e

27 conseqüentemente aumenta a tenacidade no metal de solda e na ZTA, além de reduzir

a possibilidade de ocorrência de trincas a frio e a quente e de defeitos de

solidificação(25)(28)(42). No entanto, a redução do teor de carbono em aços contendo

13%Cr resulta na contração do campo austenítico, a qual é compensada pela adição de

elementos austenitizantes como o níquel, que mantém a capacidade de obtenção de uma

estrutura totalmente martensítica, sem presença de ferrita delta(25)(37), além de abaixar as

temperaturas de início e fim da transformação martensítica, Ms e Mf(41). A presença do

molibdênio na composição química reduz a tenacidade através da estabilização de

ferrita delta, mas se justifica pela melhoria proporcionada por este elemento na

resistência à corrosão em meios mais agressivos, como por exemplo, a água do

mar(24)(42).

Dentre os aços inoxidáveis martensíticos macios, destaca-se o de especificação ASTM

A 743 CA-6NM, como o mais utilizado atualmente para a fabricação de rotores e

componentes de turbinas hidráulicas(10)(11). A nomenclatura CA-6NM, segundo o Alloy

Casting Institute (ACI), define uma liga fundida que (C) é resistente à corrosão, (A)

possui teores específicos de cromo e níquel (variam de A a Z, em função do aumento do

teor de níquel), (6) possui um máximo de 0,06% de carbono e possui como elementos

de liga o (N) níquel e (M) molibdênio(38). A Tabela 2.1 mostra as faixas permissíveis de

composição química para o aço CA-6NM de acordo com a norma ASTM A 743-98a(30),

enquanto a Tabela 2.2 apresenta algumas propriedades físicas e mecânicas típicas deste

aço, o qual tem condutividade térmica cerca de 45% do aço carbono, coeficiente linear

de expansão térmica ligeiramente menor e resistividade elétrica em torno de cinco vezes

maior(24).

28 Tabela 2.2 – Propriedades Físicas e Mecânicas típicas do aço fundido CA-6NM(24)

AÇO INOXIDÁVEL MARTENSÍTICO MACIO CA-6NM

Propriedades Físicas

Módulo de Elasticidade (GPa) 199,95

Densidade (g/cm3) 7,69

Resistividade Elétrica (µΩ.m, a 21°C) 0,78

Ponto de Fusão aproximado (°C) 1510

Permeabilidade Magnética Ferromagnético

a 100°C 14,5 Condutividade Térmica [BTU/(ft.h.°F)]

a 538°C 16,7

21 a 100°C 6,0 Coeficiente linear médio de expansão térmica

(µin/in.°F) 21 a 538°C 7,0

Propriedades Mecânicas à temperatura ambiente

Propriedade Valores típicos Mínimos requeridos(30)

Limite de resistência à tração (MPa) 830 755

Limite de Escoamento (0,2%, MPa) 690 550

Alongamento, em 2in (%) 24 15

Redução de área (%) 60 35

Dureza Brinell (HB) 268 285 (máximo)

O tratamento térmico aplicado na fabricação deste aço fundido é realizado da seguinte

maneira: primeiramente, aquecer até no mínimo a temperatura de 1010°C(30), de forma a

garantir uma maior resistência mecânica devido à dissolução de carbonetos em

temperaturas mais altas, eliminando uma microestrutura mais grosseira, proveniente de

um maior tamanho de grão(27). Feito isto, resfriar ao ar até 95°C(Mf)(27) ou abaixo antes

de qualquer revenimento intermediário opcional e antes do revenimento final, o qual

deve ser feito entre 565°C e 620°C(30), temperaturas em torno da Ac1(580°C)(27). Este

revenimento é justificado pelo fato destes aços, apesar de possuírem um baixo teor de

carbono, possuírem baixa tenacidade na condição temperada (inferior a 35J na

temperatura ambiente)(10)(25). Quando realizado nesta faixa de temperatura, garante a

melhor tenacidade mediante a formação de até 30% de austenita estável e finamente

dispersa, a qual durante o resfriamento não se transforma em martensita(25)(27)(39)(43).

Temperaturas de revenimento maiores provocam o surgimento de uma austenita

instável, que por sua vez transforma-se em martensita no resfriamento, elevando os

limites de resistência e de escoamento e piorando a tenacidade(44). A Figura 2.10 ilustra

29 esta relação, para o aço CA-6NM, entre o teor de austenita e as propriedades

mecânicas de limite de resistência (r), escoamento (e0,2) e tenacidade ao impacto

(Eabs.) em função da temperatura de revenimento aplicada, e a Figura 2.11 mostra o

diagrama de equilíbrio pseudo-binário para este mesmo aço.

Figura 2.10 – Variação no teor de austenita, limite de resistência (σr), limite de escoamento (σe 0,2%) e

energia absorvida no ensaio Charpy do AIMM CA-6NM em função da temperatura de revenimento(44)

30

Figura 2.11 – Diagrama pseudo-binário para aços com relação Cr:Ni = 3:1, válido para o aço CA-6NM(45)

Não foi encontrado na literatura o diagrama Tempo-Temperatura-Transformação (TTT)

para o aço CA-6NM.

2.3.3 Soldagem do aço CA-6NM com o metal de adição similar, 13%Cr, 4%Ni e

0,4%Mo

Conforme já citado, na soldagem de construção de rotores e componentes de turbinas

hidráulicas feitos de aço inoxidável martensítico macio CA-6NM são utilizados

consumíveis com composição química similar, que depositam uma liga com 13%Cr,

4%Ni, 0,4%Mo e no máximo 0,04%C(10)(22)(25). No caso da soldagem de reparo ou

reconstrução de superfícies destes componentes erodidas por cavitação, são utilizados

estes mesmos consumíveis ou mesmo os que depositam ligas de aço inoxidável

austenítico. Estes últimos não são recomendados para soldas de componentes

estruturais, uma vez que apresentam limite de escoamento baixo quando comparados

com os da classe martensítica(25).

Quando utilizado, o metal de solda similar (13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo) sofre

31 transformações de fase bastante parecidas às do metal de base CA-6NM durante a

operação. Este metal de solda solidifica-se em ferrita-δ, seguida de uma transformação

quase completa em austenita na região de alta temperatura(39). A transformação desta

austenita em martensita no resfriamento começa a aproximadamente 245°C(Ms), sendo

que a microestrutura resultante à temperatura ambiente consiste em martensita “macia”

com baixo teor de carbono, contendo de 1 a 2% de ferrita-δ e de 1 a 2% de austenita

retida(39). De forma a se obter no metal de solda e na ZTA propriedades próximas às

originais do aço CA-6NM, muitas vezes é aplicado, após o resfriamento à temperatura

ambiente, um tratamento térmico final de revenimento(24)(25) de 580-600°C(39)(43), que

ocasiona a formação de 20-25% de austenita estável dispersa na matriz martensítica(39),

melhorando a tenacidade ao impacto e reduzindo o limite de resistência, conforme

mostrado na Figura 2.10.

Levando-se em conta que, na condição como soldado, os metais de solda martensíticos

macios são menos dúcteis e mais susceptíveis à fragilização por hidrogênio, devem ser

tomados cuidados especiais na soldagem com os mesmos, principalmente em relação ao

controle do teor deste elemento(43). Para manter baixo o nível de hidrogênio, além da

recomendação de utilização de consumíveis que possuam um teor deste elemento de no

máximo 4ml/100g metal de solda(22)(43) devidamente ressecados e conservados(25),

recomenda-se temperaturas de pré-aquecimento e entrepasses na faixa de 100 a 130°C,

onde o seu coeficiente de difusividade ainda é razoável(43). Felizmente, esta faixa de

temperatura encontra-se entre os pontos Ms e Mf, sendo que desta forma, a maior parte

de cada cordão de solda se transforma em martensita durante a soldagem, sendo

parcialmente revenido pelo cordão subseqüente, reduzindo a susceptibilidade a trincas a

frio(25)(43). Caso se julgue necessário, pode ser feito também um eventual tratamento

térmico intermediário de remoção do hidrogênio durante várias horas a 250°C,

imediatamente após a soldagem, sem deixar que a peça esfrie(36)(43).

Ainda em relação ao processo de soldagem, algumas recomendações adicionais são

feitas de acordo com o tipo de solda a ser executada. Para soldas de reparo, recomenda-

se(43):

• Eliminação das possíveis demais fontes externas de hidrogênio da peça a ser

revestida, como umidade, sujeira, óleo e contaminantes.

32 • Pré-aquecimento mínimo de 100°C.

• Temperatura entrepasses mínima de 100°C e máxima de 175°C, de forma a

aproveitar o efeito de revenimento através dos passes subseqüentes.

• Evitar cordões espessos, dos quais o hidrogênio tem maior dificuldade em escapar.

Para a soldagem de união, recomenda-se, além das medidas acima:

• Realização, após o resfriamento, de um tratamento térmico de revenimento após

soldagem(24)(25) de 8 horas na faixa de temperatura de 580 a 600°C(21)(37)(43). O tempo

do tratamento pode variar de acordo com a espessura da peça (quanto maior a

espessura, maior o tempo).

• Realização de ensaios não destrutivos 72 horas após o resfriamento da peça(43), de

forma a detectar possíveis trincas a frio ou outras descontinuidades.

A Figura 2.12 mostra uma representação esquemática do procedimento recomendado

para a soldagem do aço CA-6NM com consumíveis que depositam a liga similar

13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo.

Figura 2.12 – Representação esquemática do procedimento recomendado para a soldagem do aço

inoxidável martensítico macio ASTM A 743 CA-6NM(43)

33 2.4 Cavitação

2.4.1 Conceitos básicos

O fenômeno denominado cavitação consiste na formação, evolução e colapso de bolhas

de vapor ou de gás, que pode acontecer em fases líquidas em gradientes de pressão,

tanto em condições estáticas como também em condições dinâmicas(46). Estas bolhas,

quando de vapor, são formadas através da vaporização de um líquido pela redução da

pressão estática local, a uma temperatura constante(47)(48). De acordo com o teorema de

Bernoulli, um fluido ao ser acelerado sofre uma redução da pressão estática, sendo que

quando o mesmo passa, por exemplo, por um bocal ou uma válvula, a pressão pode cair

a um valor menor que a pressão mínima em que ocorre a vaporização do mesmo (Pv)

àquela temperatura, gerando as bolhas de vapor(47). Quando tais bolhas são levadas pelo

fluxo até regiões onde a pressão estática local ultrapassa a pressão de vapor elas entram

em colapso devido a uma condensação praticamente instantânea(48).

Os efeitos da cavitação são observados em diversos tipos de materiais, como os

metálicos, borrachas, vidros, quartzo e concreto(31) e são comuns em componentes como

bombas de água e de óleo, válvulas, turbinas hidráulicas e propulsores navais(47),

gerando efeitos negativos, tais como ruídos, vibrações, perda de eficiência do

equipamento e erosão das superfícies sólidas em contato com o líquido(46). Essa última

gera uma perda de material mais conhecida como dano cavitacional, erosão ou mesmo

cavitação, confundindo-se assim o nome do fenômeno com um de seus efeitos(10)(46). A

Figura 2.13 mostra superfícies cavitadas de palhetas de rotores de turbinas hidráulicas.

Figura 2.13 – Danos cavitacionais em palhetas de rotores de turbinas Francis(a) e (c) e Kaplan(b) (10)(49)

(a) (b) (c)

34

Desde sua primeira observação por volta de 1894, os danos cavitacionais são objetos de

intensa pesquisa(35). A primeira teoria, elaborada por Lord Rayleigh em 1917 supõe,

admitindo as cavidades como perfeitamente esféricas e a existência de um líquido

incompressível, que a pressão gerada pelas ondas de choque no colapso de uma bolha

era infinitamente grande(35). Atualmente, os danos cavitacionais são explicados na

literatura como sendo causados por diferentes mecanismos, dentre os quais pode-se

citar: ondas de choque geradas pelas implosões sucessivas das bolhas em uma região

próxima a uma superfície sólida, provocando microtrincas no material, as quais podem

se propagar, causando o desprendimento do material e conseqüentemente uma cavidade

de erosão(35)(46)(47)(50); impactos de microjatos de líquido em alta velocidade contra a

superfície do material, gerados devido ao colapso das bolhas em um campo de pressões

assimétricas(10)(35)(46)(48); e, como proposto mais recentemente, danos cavitacionais

gerados durante a formação das bolhas, e não durante seu colapso. Este último

mecanismo foi verificado por Chen et al(51) estudando duas superfícies curvas em um

líquido, que tinham que se separar uma das outras a uma velocidade maior do que uma

certa velocidade crítica para a formação de bolhas de cavitação, causando os danos(51).

Ele parece ser compatível apenas para testes de cavitação em sistemas de fluxo, não

sendo aplicável para cavitação induzida por vibração ultrassônica(46). A Figura 2.14

ilustra este último mecanismo.

Figura 2.14 – Formação de cavidades de acordo com a velocidade de separação.

V: Velocidade de separação e Vc: Velocidade crítica de separação(51)

35

O estudo da relação das deformações das superfícies e dos danos cavitacionais com

relação à dinâmica das bolhas tem sido muito difícil, uma vez que todo o processo de

crescimento e colapso das mesmas ocorre muito rapidamente, de 10-6 a 10-3s(51), além

das dimensões serem microscópicas, geralmente com diâmetros variando de 10-6 a 10-4

mm(52). Entretanto, as pressões geradas pelo colapso das bolhas foram determinadas

através de estimativas teóricas e de experimentos realizados com dispositivos que

simulam o fenômeno da cavitação em laboratório, e medições realizadas através de

sensores piezoelétricos(10). Foi verificado que estas variavam dentro de uma ampla

faixa, porém podendo a pressão de impacto da onda de choque chegar a valores

altíssimos(50), da ordem de 300 a 2200 atmosferas(35). Também altíssima é a velocidade

do microjato produzido, medida em experimentos através da técnica de cinematografia

de alta velocidade, podendo se situar na faixa de 100 a 500 m/s(35).

Através de experimentos citados na literatura, foi possível correlacionar o dano

cavitacional como resultado de fraturas por fadiga, uma vez que este ocorre tanto com a

repetição de impactos de pequena intensidade como com impactos simples de grande

intensidade(50)(53)(54).

Através da observação da curva erosão x tempo de cavitação levantada em

experimentos com equipamentos que simulam em escala de laboratório o fenômeno,

vários pesquisadores constataram que a mesma apresenta quatro estágios

distintos(10)(18)(35)(46)(55), denominados: período de incubação, com nenhuma perda de

massa mensurável; período de acumulação, com um aumento da taxa de perda de

massa; período estacionário, com uma perda de massa aproximadamente constante; e

período de atenuação com uma taxa de perda de massa decrescente(55). Uma curva típica

de erosão x tempo de cavitação é mostrada na Figura 2.15.

36

Figura 2.15 – Curva típica de taxa de perda de massa x tempo mostrando os estágios da cavitação(46)

No período de incubação, a deformação da superfície ocorre sem nenhuma perda de

massa considerável(46)(55). Entretanto, verificou-se em estudos em aços através de

microscopia eletrônica de varredura (MEV) que, desde o início da ação do colapso das

bolhas sobre a superfície, ocorre a deformação plástica do material em microvolumes,

os quais estão inicialmente bem espaçados, mas ao longo do tempo se interligam,

tornando a superfície ondulada. Com o passar do tempo, esta ondulação é alisada e,

finalmente, são geradas depressões e microfissuras(35). Este estágio pode ser levantado

através do intercepto no eixo do tempo estendendo-se parte da curva erosão x tempo de

cavitação, como mostrado na Figura 2.16(55).

Figura 2.16 – Curva erosão x tempo de cavitação indicando o período de incubação(55)

37

No período de acumulação, devido ao endurecimento da superfície pelo encruamento e

ao surgimento de trincas, a taxa de perda de massa aumenta gradual, mas

rapidamente(35)(46). Com o aumento do tempo de exposição, as ondulações da superfície

evoluem e dão lugar a crateras profundas, ao mesmo tempo em que as pequenas

depressões se multiplicam, sendo que estas crateras e depressões não parecem ter

nenhuma ligação com os contornos de grão, linhas de deslizamento ou outra

característica estrutural(35). Passado algum tempo, a formação de crateras se torna a

responsável, quase que exclusivamente, pela deformação(35), e a erosão parece se

estender sobre a toda a superfície(46).

No período estacionário, a taxa de erosão é a máxima, indicada por um pico na curva.

Este estágio pode ter uma duração pequena ou longa, e corresponde à fase onde ocorre o

ataque da superfície encruada homogeneamente(46). Neste período, ocorre o

desprendimento de partículas das bordas das crateras (35).

No último período, o de atenuação, a taxa de erosão é reduzida de maneira suave ou

com flutuações, até atingir um patamar estável e aproximadamente constante(18), devido

principalmente ao efeito amortecedor gerado pela presença de gases, ar, vapores ou

líquidos aprisionados nas fendas e crateras da superfície erodida, na região de

cavitação(35)(46). Surgem áreas fraturadas por fadiga e também devido ao endurecimento

superficial do material por deformação(35).

Há dois fatores principais que afetam o potencial de dano cavitacional: o gradiente local

de pressão na zona de implosão da bolha e a proximidade da implosão da bolha de

qualquer estrutura. Levando isto em consideração, pode se dizer que, para que ocorram

danos cavitacionais, três condições básicas devem ser atendidas(48):

1. A formação das bolhas de vapor deve ocorrer em uma zona de baixa pressão e as

mesmas devem ser transportadas até uma região onde a pressão estática novamente

ultrapasse a pressão de vapor.

2. O material estrutural deve estar próximo à região onde ocorrer a implosão, já que

nenhum dano pode ser causado caso a implosão ocorra dentro do líquido e longe da

estrutura.

38 3. A intensidade da cavitação criada no campo do fluxo deve ultrapassar a

resistência à cavitação do material. A intensidade da cavitação é proporcional à

pressão na implosão de bolhas individuais, a qual por sua vez depende do gradiente

de pressão local e do número de bolhas, sendo determinada apenas pelo sistema de

fluxo e totalmente independente do material.

2.4.2 Cavitação em turbinas hidráulicas

O fenômeno de cavitação tem sido de grande preocupação para o setor hidrelétrico, uma

vez que pode ocorrer em qualquer estrutura hidráulica de uma usina, como por exemplo,

no vertedouro, válvulas, canais, condutos, comportas e principalmente nas turbinas

hidráulicas(18). Nas últimas décadas, o crescente tamanho das usinas hidrelétricas devido

a razões econômicas levou a uma maior velocidade do fluxo de água nos equipamentos,

o que conseqüentemente leva a uma maior susceptibilidade de falhas nos componentes

hidráulicos, tanto através de erosão por corrosão como por cavitação(29)(48). A erosão por

cavitação causa danos nas superfícies os quais penetram até 10mm por ano em

componentes críticos tais como palhetas de turbinas, carcaças dentre outros(15). São

observadas profundidades de crateras até acima de 40mm em superfícies de rotores de

turbinas hidráulicas e estudos revelaram perdas típicas de aproximadamente

5kg/m2/10.000horas de operação, não sendo incomuns após vários anos perdas de metal

que chegam a 200kg em um rotor(15).

Uma pesquisa feita ao final da década de oitenta nos Estados Unidos junto a diversas

usinas hidrelétricas indicou que os custos diretos dos reparos dos equipamentos

hidráulicos cavitados representavam um acréscimo de apenas 1,5 centavos de dólar por

megawatt-hora de energia gerada. Entretanto, os custos ocultos relativos à redução da

vida útil e perda de produção e eficiência devido aos reparos dos danos cavitacionais

são bem maiores, sendo significativos(29).

No Brasil, como a demanda por energia vem crescendo, e como a matriz energética é

predominantemente hidráulica, as pesquisas e desenvolvimento de técnicas de controle

da cavitação são de grande importância. Este fato torna-se fundamental ao se considerar

que, como o crescimento da oferta de energia ainda é relativamente pequeno e a

39 demanda é crescente, as turbinas brasileiras, cuja maioria está instalada há mais de 20

anos, têm sido operadas em seus limites máximos, muitas vezes com sobrecarga,

aumentando sua susceptibilidade à erosão por cavitação(18).

Várias alternativas têm sido utilizadas de maneira a prevenir ou controlar a cavitação

em turbinas hidráulicas, dentre as quais pode-se citar:

1. Utilização de modelos protótipos em menor escala para a definição de parâmetros de

projetos, os quais, entretanto, não são totalmente confiáveis por não retratarem

exatamente as mesmas condições de operação do projeto real e também devido aos

problemas de escala(18)(35).

2. Alongamento das palhetas ou aumento do número delas, estreitando e alongando os

canais de distribuição entre as mesmas, de forma a uniformizar a distribuição da

pressão e da velocidade do líquido no equipamento(35).

3. Injeção de ar em zonas de baixa pressão das rodas e dos tubos de sucção das

turbinas, sendo que a quantidade de ar injetada será proporcional à rotação, já que

em altas rotações o vácuo na saída das palhetas é maior e conseqüentemente maior é

a chance de cavitação(35). Um estudo, feito utilizando água destilada em um

equipamento com disco rotativo, mostrou que os danos cavitacionais foram

reduzidos com o aumento do conteúdo de ar, o que provavelmente ocorreu devido

ao aumento da quantidade de ar nas bolhas que entravam em colapso, amortecendo

os mesmos e também devido à atenuação das ondas de choque(52).

Todas estas alternativas, entretanto, geram inconvenientes como a redução da eficiência

e da potência da turbina, uma vez que impõem limitações às dimensões e velocidade da

mesma(35)(46). Considerando este fato, sob o ponto de vista do projeto, admite-se um

certo grau de ocorrência de cavitação, desde que haja a possibilidade de reparos nas

áreas cavitadas futuramente ou mesmo que se possa garantir uma alta resistência aos

danos cavitacionais nas áreas mais críticas. Desta forma, é necessária a busca de um

outro caminho para a solução do problema: a utilização de materiais mais resistentes à

cavitação(35).

No Brasil, existe uma tendência ao monitoramento da cavitação nas turbinas hidráulicas

através de sensores acústicos de altas freqüências (100 kHz a 1MHz) associados a

hidrofones, transdutores de pressão e acelerômetros. Todos estes sistemas detectam a

40 cavitação com sucesso, porém sistemas para a detecção da taxa de erosão de forma a

definir com precisão a parada da unidade para reparo ainda se encontram em

desenvolvimento(18).

2.4.3 Relação entre a resistência à erosão por cavitação com a composição química e

com as propriedades dos materiais

Vários pesquisadores tentaram correlacionar a resistência à erosão por cavitação de um

material com uma ou mais propriedades do mesmo, no entanto não obtendo pleno êxito.

Alguns sugerem que esta dificuldade indica que a erosão por cavitação deve ser

considerada como uma propriedade independente das demais(35). Há uma grande

dificuldade em se prevê-la baseando-se em propriedades monotônicas conhecidas,

apesar de terem sido sugeridas relações desta com a resistência à tração, dureza,

ductilidade, energia de deformação, resiliência e resistência à fadiga(35). De acordo com

a literatura, algumas destas relações são válidas quando se comparam materiais de

estruturas similares, entretanto não é possível uma generalização(9)(35)(48).

No caso de materiais dúcteis, a energia absorvida até a fratura, definida como a área sob

a curva tensão-deformação até a fratura, gera uma boa correlação com a resistência ao

dano cavitacional(46). Para os materiais frágeis, o módulo de resiliência foi proposto

como o que apresenta a melhor correlação(46)(48), e neste caso pode ser considerado

como a energia absorvida até a fratura e calculado através da razão entre o quadrado do

limite de resistência com duas vezes o módulo de Young (σ2/2E)(46). Quanto maior este

valor, maior a resistência à erosão por cavitação(46). O limite de escoamento, a redução

de área, o encruamento e combinações entre os mesmos não apresentam boa correlação

com a resistência aos danos cavitacionais(46), enquanto que, para aços, o limite de

resistência(48) e a dureza(46)(48) são bons indicativos.

Vários estudos indicaram que a erosão por cavitação é um fenômeno causado através de

fraturas por fadiga, principalmente baseados no fato de que as pressões resultantes dos

colapsos das bolhas tinham, em sua maioria, intensidade menor do que a necessária para

causar danos na superfície do material, sendo estes relacionados à repetição dos

impactos(9)(10)(50)(53)(54). Além disso, a existência de um período de incubação, no qual

41 não há perda de massa considerável, supõe que a falha dos materiais é causada por

fadiga(55). Conseqüentemente, baseado em experimentos e observações da superfície

erodida com auxílio de microscópio de varredura eletrônica, constatou-se que as fraturas

ocorriam por fadiga, sendo que a resistência ao dano cavitacional tem uma forte

correlação com o coeficiente de resistência à fadiga do material (σr’)(9)(54), a qual fica

ainda maior quando incorporado o expoente de endurecimento por deformação cíclica

(n’), em um parâmetro combinado σr’n’(9). Esta resistência à erosão por cavitação

depende principalmente do endurecimento cíclico e pode não estar relacionada a

nenhuma propriedade mecânica monotônica dos materiais(46), uma vez que estas não se

relacionam bem com σr’(9).

Alguns estudos indicam ainda uma relação da resistência aos danos cavitacionais com

algumas propriedades microscópicas dos materiais, tal como a energia de falha de

empilhamento (EFE), a qual é um determinante dos modos de deformação, e que se

correlaciona bem com o parâmetro combinado σr’n’(9). Uma baixa EFE associada a um

modo de deslizamento planar e a um alto encruamento retardam o desenvolvimento de

tensões localizadas necessárias para iniciar a fratura, aumentando a dureza superficial, a

resistência à fadiga e contribuindo para uma remoção de partículas finas, aumentando a

resistência aos danos cavitacionais(15).

Considerando que a erosão por cavitação é um fenômeno superficial nos materiais, a

resistência ao mesmo é principalmente influenciada pela microestrutura e suas

propriedades próximas à superfície. Levando em conta tal fato, métodos tradicionais

para aumentar certas propriedades macroscópicas dos materiais não aumentariam

necessariamente a sua resistência ao fenômeno(35).

De forma a aumentar a fase de incubação e diminuir as taxas de erosão, a formação de

ondulações e crateras na superfície deveria ser eliminada. Para se atingir este objetivo, o

acúmulo de deformação plástica próximo à superfície deveria ser diminuído através da

absorção da energia de impacto por um volume o maior possível, originando um longo

percurso das discordâncias para dentro do metal e um mínimo de fontes de

discordâncias próximas à superfície. Este mecanismo de distribuição da deformação

42 poderia ser atingido por uma estrutura de fase única com o mínimo de sistemas de

deslizamentos operacionais. Uma alternativa seria a formação de uma superfície

endurecida por deformação, sendo que, desta forma, a energia da cavitação seria

absorvida pela deformação da camada superficial, mais resistente(35).

Com relação à composição química, no caso particular de aços inoxidáveis austeníticos,

estudos mostraram que os que possuem baixo teor de níquel e manganês apresentam a

melhor resistência à cavitação, por terem uma fase metaestável austenítica (CFC) e

apresentarem transformação martensítica (CCC) induzida por encruamento(15).

Apesar da erosão por cavitação em sistemas hidráulicos ser um problema conhecido há

tempos e de terem sido feitos estudos correlacionando a resistência a este fenômeno

com as demais propriedades dos materiais e com a resistência à fadiga, os mecanismos

de formação dos danos cavitacionais ainda não estão completamente

compreendidos(9)(10).

2.4.4 Tipos de ensaios e dispositivos para simulação da resistência à erosão por

cavitação em laboratório

Vários métodos distintos são sugeridos na literatura para simular os danos cavitacionais

em ensaios de laboratório, de modo a facilitar seu estudo e a avaliação da resistência de

diversos materiais a este fenômeno. Através destes ensaios, a resistência à erosão por

cavitação pode ser avaliada principalmente pelo número de crateras geradas nos corpos

de prova por unidade de tempo, pela variação da rugosidade da superfície que sofreu os

danos cavitacionais ou, mais comumente, através da perda de massa do corpo de prova

exposto à cavitação em função do tempo(46).

Quanto ao modo de indução da erosão por cavitação nestes ensaios, existem,

basicamente, dois métodos distintos: cavitação induzida por vibração ou por fluxos de

líquidos(31). Diferentes dispositivos que utilizam o método de indução da cavitação por

fluxos de líquidos são utilizados, dentre os quais pode-se citar: discos rotativos onde são

fixados corpos de prova os quais são submetidos a jatos de água(34); válvula rotativa

geradora de vórtice para cavitação(56); tubos de venturi utilizados para gerar a erosão por

43 cavitação de corpos de prova que são dispostos em sua parede(57). Quanto ao modo de

indução da cavitação por vibração, o dispositivo mais utilizado é o mostrado

esquematicamente na Figura 2.17 e descrito pela norma ASTM G 32(58), criada para

padronizar o ensaio de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica(10). Uma

vez que diversas variáveis influenciam os resultados dos ensaios, devem, desta forma,

ser controladas com rigor(46).

Figura 2.17 – Esquema do dispositivo definido pela norma ASTM G 32 para realização do ensaio de

erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica(58)

Este dispositivo é constituído por um gerador ultrassônico e um conversor piezoelétrico

– acústico acoplado a um eixo, que tem sua extremidade inferior vibrando axialmente

em uma freqüência pré-estabelecida(10)(34). O procedimento padronizado pela norma

basicamente descreve que o material a ser ensaiado deve ser imerso em água destilada

mantida a temperatura controlada e, então, submetido à vibração ultrassônica em

intervalos de tempo pré-determinados(10)(58). A vibração inicia um processo repetitivo de

formação e colapso de uma nuvem de micro-bolhas, causando a erosão do corpo de

prova(34). De modo a determinar a perda de massa, a cada intervalo de tempo pré-

determinado o corpo de prova é retirado e pesado em uma balança de precisão, sendo

que o ensaio é finalizado após a taxa de perda de massa atingir seu máximo e começar a

diminuir(58). De acordo com a norma ASTM G 32, o corpo de prova deve ser fixado na

própria ponta do eixo através de rosqueamento, porém existe uma variação deste ensaio

44 na qual o mesmo permanece estacionário, fixado um pouco abaixo da ponta do eixo.

Esta variação proporciona uma vantagem em termos de flexibilidade na preparação do

corpo de prova, sendo por isso utilizada com certa freqüência(34).

Comparativamente, as diferenças entre os métodos dos ensaios geram diferenças

também nos resultados finais observados. A taxa de erosão no ensaio com o tubo de

venturi é bem mais lenta do que a observada no ensaio de cavitação induzida por

vibração ultrassônica(57), o qual por sua vez, geralmente apresenta uma taxa mais lenta

de erosão do que o ensaio por jato de água(15)(34), apesar deste último apresentar uma

maior dispersão dos resultados(34). O ensaio de cavitação induzida por vibração

ultrassônica produz alta densidade e freqüência de impactos, porém com uma

intensidade relativamente baixa, gerando principalmente deformação elástica por

fadiga(15), assim como ocorre no ensaio com o tubo de venturi(57). O ensaio de jato de

água produz um número menor de impactos, mas com maior intensidade, gerando mais

deformação plástica e endurecimento superficial(15), assim como ocorre no ensaio com

válvula rotativa geradora de vórtice(56).

Os resultados dos diversos tipos de ensaios para avaliação da resistência de um material

ao dano cavitacional não podem ser comparados entre si, uma vez que os mecanismos e

condições experimentais são distintos(31). Da mesma forma, os resultados obtidos nestes

testes não podem ser diretamente transferidos para bombas e componentes de turbinas

hidráulicas, sendo que a previsão dos danos nestes equipamentos deve ser levantada

através de um histórico de longo prazo dos dados de operação da usina(34)(46).

De modo a comparar o desempenho de diferentes materiais em um determinado tipo de

ensaio, alguns parâmetros obtidos são utilizados, tais como o tempo de incubação, taxa

máxima de erosão e taxa de erosão final. No entanto, como não existe um consenso

sobre qual parâmetro é o mais representativo, torna-se necessário o levantamento da

curva de perda de massa x tempo de cavitação(58), a qual em geral traz todos estes

parâmetros. Esta última foi levantada neste trabalho e será apresentada na seção

“Resultados e Discussão”.

45

2.4.5 Resistência à erosão por cavitação da liga soldada 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo e do

aço inoxidável martensítico macio CA-6NM

Ligas para revestimentos mais resistentes à erosão por cavitação permitem que se

diminua a freqüência e o tempo de paradas para reparos, gerando assim menores gastos

com mão-de-obra e materiais, além de maior disponibilidade da turbina hidráulica para

a geração de energia. Como os mecanismos de formação dos danos cavitacionais não

são ainda totalmente compreendidos, a escolha de ligas e revestimentos resistentes é

baseada principalmente em experiências anteriores(9).

O comportamento de diversos materiais quanto à resistência dos mesmos à erosão por

cavitação tem sido amplamente estudado. No entanto, poucos são os estudos(35) que se

dedicam a comparar a resistência a este fenômeno entre os aços fundidos dos quais são

fabricadas as turbinas hidráulicas, com a resistência das ligas soldadas utilizadas para

recobrir as partes desgastadas.

Com o presente trabalho, objetivou-se justamente o estudo comparativo entre a

resistência à erosão por cavitação do aço inoxidável martensítico macio fundido ASTM

A 743 CA-6NM, amplamente utilizado na fabricação de turbinas hidráulicas, com a

resistência a este fenômeno da liga depositada 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo, freqüentemente

utilizada para a construção e reparo deste tipo de componente, sob a condição com

tratamento térmico e sem tratamento térmico pós-soldagem. O comportamento desta

liga soldada com relação às variáveis de soldagem e tratamento térmico é de

fundamental importância, visto que nem sempre é possível aplicar este tratamento em

reparos em campo.

46 3. METODOLOGIA

3.1 Materiais

O metal de adição utilizado para deposição da liga 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo foi um

arame tubular do tipo metal cored (fluxo interno metálico), de baixo hidrogênio

(máximo 4ml/100g de metal depositado), com diâmetro nominal de 1,2 mm,

denominado comercialmente OK Tubrod 410NiMo MC e produzido pela ESAB S.A.

Indústria e Comércio. O número do lote de fabricação do arame utilizado foi

VT611T8534. Este consumível é classificado de acordo com a norma EN 12073(59)

como T13 4 M M 2(60). A composição química e as propriedades mecânicas do metal

depositado tratado termicamente por 2 horas a 600±20°C definidas por esta norma são

apresentadas na Tabela 3.1 e na Tabela 3.2. A norma não define requisitos mínimos de

propriedades mecânicas para o metal depositado na condição “como soldado”.

Tabela 3.1 - Composição química do arame tubular T13 4 M M 2(59).

Composição (% em peso) Elemento

Mínimo Máximo

C - 0,06

Si - 1,00

Mn - 1,50

P - 0,030

S - 0,025

Cr 11,0 14,5

Ni 3,00 5,00

Mo 0,40 1,00

Tabela 3.2 - Propriedades mecânicas do arame tubular T13 4 M M 2(59) (mínimos requeridos).

Limite de

Escoamento

(MPa)*

Limite de

Resistência

(MPa)*

Alongamento

10d (%)*

500 750 15

(*) Corpo de prova tratado termicamente a 600±20°C por 2h com resfriamento ao ar.

47

O arame tubular em questão, segundo o fabricante, possibilita o uso de dois tipos de

gases de proteção: as misturas com composição 98%Ar-2%O2 ou 96%Ar-4%CO2(60). O

gás de proteção escolhido para a soldagem das chapas de teste foi a mistura com

composição 98%Ar-2%O2, uma vez que, em trabalhos anteriores, tanto para a condição

“como soldado”, quanto tratado termicamente após soldagem, observou-se uma

tendência de melhores resultados no ensaio de erosão por cavitação induzida por

vibração ultrassônica com esta mistura(10). Além disso, em outro trabalho utilizando-se

um arame sólido que gera um metal de solda similar (ER410NiMo), sugeriu-se que o

uso de atmosferas contendo CO2 deveria ser descartado devido ao fato deste gás

promover o aumento do teor de carbono no metal depositado, podendo ocasionar

aumento de dureza e redução da tenacidade(23). Outra vantagem citada na literatura é

que o potencial de hidrogênio na solda pode ser minimizado através do uso de processos

de soldagem com gases inertes(37), sendo que a mistura utilizada neste trabalho é

formada em sua maioria por um gás inerte (Argônio), apresentando apenas um pequeno

potencial de oxidação.

Na preparação das chapas de teste para retirada dos corpos de prova de metal

depositado, necessários à realização dos ensaios propostos de tração, tenacidade ao

impacto (Charpy com entalhe V) e erosão por cavitação, foram utilizadas como material

de base chapas de aço ASTM A 36 com as seguintes dimensões: comprimento de

330mm, largura de 127mm, espessura de ¾”(19mm).

O aço inoxidável martensítico macio utilizado para o estudo comparativo foi fabricado

de acordo com a norma ASTM A 743-98a(30), com especificação grau CA-6NM. Os

blocos do material fundido doados para estes estudos foram retirados fora da região do

massalote e do canal de vazamento, de forma a evitar possíveis defeitos de fundição, os

quais eventualmente poderiam influenciar de forma negativa os resultados dos ensaios

propostos: tração, tenacidade ao impacto (Charpy com entalhe V) e erosão por

cavitação.

O tratamento térmico aplicado para a fabricação deste aço fundido foi realizado de

acordo com os procedimentos da norma ASTM A 743-98a(30), previamente descritos

48 neste trabalho no item 2.3.2. Ainda de acordo com esta norma, ensaios de tração

devem ser realizados quando assim acordado entre o fabricante do aço e o usuário(30).

Neste caso, os requerimentos de propriedades mecânicas tais como limite de resistência,

limite de escoamento, alongamento e redução de área deverão seguir os requisitos

mostrados para este aço na Tabela 2.1, na seção “Revisão Bibliográfica”. Os requisitos

de composição química do material também estão descritos nesta tabela.

O ensaio de tenacidade ao impacto, Charpy com entalhe em V não é requerido pela

norma para este tipo de aço, porém deve ser realizado quando assim acordado entre o

fabricante e o usuário. A temperatura do ensaio também deve ser acordada entre o

fabricante e o usuário do aço(61). Estipulou-se, desta forma, as temperaturas de ensaio

como -10°C e -20°C, por se tratarem das mais comumente exigidas pelos fabricantes de

turbinas hidráulicas.

3.2 Soldagem e Tratamento Térmico Após Soldagem

Foram soldadas três chapas (cupons) de teste de onde seriam retirados os corpos de

prova para os ensaios mecânicos e de cavitação da liga 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo.

A configuração dessas chapas de teste foi definida de acordo com as orientações do

código ASME Seção II Parte C(62) e é mostrada esquematicamente na Figura 3.1. De

forma a evitar que a diluição provocada pela utilização de chapas de aço carbono ASTM

A 36 alterasse a composição química do metal depositado, foi feita a deposição de duas

camadas de “amanteigamento” utilizando o próprio arame tubular OK Tubrod 410NiMo

MC.

As três chapas de teste foram soldadas utilizando-se os parâmetros e técnicas

recomendados pelo fabricante do arame tubular(60)(63), conforme indicado na Tabela 3.3.

As temperaturas de pré-aquecimento e entrepasses utilizadas foram as recomendadas na

literatura para a soldagem de aços inoxidáveis martensíticos macios com arames de

composição química similar(10)(43).

49

Figura 3.1 - Montagem das chapas de teste para soldagem conforme ASME Seção II Parte C(10)(62)

Tabela 3.3 - Parâmetros utilizados para a soldagem das chapas de teste.

Gás de proteção 98%Ar-2%O2

Faixa de vazão do gás de proteção 17 – 18 l/min

Temperatura de pré aquecimento 100°C

Temperatura entrepasses 100 – 175°C

Polaridade CC+

Corrente 320 – 330 A

Tensão 29 – 30 V

N° de passes (camadas 1 a 4) 2 passes

N° de passes (camadas 5 e 6) 3 passes

Faixa de velocidade de soldagem 5,0 – 6,3 (mm/s)

A soldagem dessas chapas foi realizada no laboratório da ESAB S.A Indústria e

Comércio, onde foram utilizados um equipamento constituído por uma fonte

retificadora tipo tiristorizada modelo LAI 550 e um cabeçote alimentador de arame

modelo MEF44R com quatro roldanas, ambos de marca ESAB. Os parâmetros de

corrente e tensão foram verificados durante toda a operação de soldagem através de um

equipamento denominado Kappameter, de fabricação ESAB, que realiza medições

instantâneas dessas duas variáveis e possibilita a determinação dos valores médios a

cada passe depositado.

50

Todos os ensaios mecânicos nos corpos de prova de metal depositado foram realizados

tanto nas condições “como soldado” quanto na condição tratado termicamente após

soldagem a 590±10°C por 8h conforme indicado no ciclo térmico esquemático da

Figura 3.2.

O tratamento térmico pós-soldagem realizado teve uma taxa de aquecimento e de

resfriamento de 97°C/h. A temperatura de patamar ficou em 590±10°C durante 8 horas

(tempo recomendado devido à usual grande espessura dos rotores de turbinas

hidráulicas), conforme recomendado por fabricantes de consumíveis de soldagem,

visando principalmente a melhoria na tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) do

metal depositado(43).

20100180260340420500580660

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Tempo (h)

Tem

pera

tura

(°C

)

Figura 3.2 - Ciclo do tratamento térmico após soldagem realizado nos corpos de prova de metal

depositado.

3.3 Ensaios

3.3.1 Análise química

Análises químicas foram feitas tanto em amostras retiradas dos blocos de aço fundido

ASTM A 743 CA-6NM quanto no metal de solda depositado pelo arame tubular OK

Tubrod 410NiMo MC. A metodologia utilizada para a confecção e retirada das amostras

51 e para a realização das análises químicas propriamente ditas é descrita a seguir:

A retirada de limalhas como amostras do bloco de aço ASTM A 743 CA-6NM para

análise química foi feita na região do corte do tarugo, próxima ao centro, de forma a

evitar possíveis influências de eventuais inclusões na fundição. Antes da retirada das

limalhas, o material foi limpo com Thinner para evitar possíveis contaminações. Uma

plaina limadora foi utilizada para a retirada das limalhas, conforme mostrado na Figura

3.3.

Figura 3.3 - Retirada de limalhas do bloco de aço inoxidável fundido ASTM A 743 CA-6NM

As limalhas foram analisadas quimicamente no laboratório da ESAB S.A Indústria e

Comércio. Os elementos analisados e as técnicas usadas são mostrados na Tabela 3.4.

Tabela 3.4 – Métodos de análise química utilizados

Elemento Método

C Combustão em forno de indução

Mn Espectrofotometria de absorção atômica

Si Gravimetria

P Gravimetria e Volumetria

S Combustão em forno de indução

Cr Volumetria

Ni Espectrofotometria de absorção atômica

Mo Espectrofotometria de absorção atômica

52

Para a análise pelo método de combustão em forno de indução, utilizou-se um aparelho

da marca LECO, modelo CS-244. A análise pelo método de espectrofotometria de

absorção atômica foi feita por um aparelho de marca PERKIN-ELMER, modelo 2380

Atomic Absortion Spectrophotometer. A análise pelos métodos de gravimetria e

volumetria foram feitas utilizando-se a solução “água régia”, composta por 20mL de

ácido clorídrico (HCl) e 10ml de ácido nítrico (HNO3). O material para análise química

foi coletado de acordo com o procedimento apropriado a cada método.

De forma a analisar quimicamente o metal de solda depositado pelo arame tubular OK

Tubrod 410NiMo MC ∅1,2mm lote VT611T8534 soldado com o gás de proteção

98%Ar-2%O2, foram soldadas camadas de “almofada” de acordo com as instruções da

norma ASME Seção II Parte C(62). A Figura 3.4 mostra esquematicamente a “almofada”

confeccionada para análise química.

Figura 3.4 – Desenho esquemático da solda de “almofada” para determinação da análise química do metal

de solda sem o efeito da diluição(62)

Esta solda de “almofada” foi posteriormente retificada e levada ao laboratório químico

como amostra para realização das análises.

Os métodos e equipamentos de análise foram os mesmos utilizados para a análise

53 química do aço CA-6NM e mostrados na Tabela 3.4.

A análise química foi realizada no metal de solda apenas na condição “como soldado”,

uma vez que, para a soldagem de almofada como a descrita acima, os efeitos do

tratamento térmico pós-soldagem que seria realizado e também o da diluição na

composição química seriam desprezíveis ou mesmo nulos.

3.3.2 Análise metalográfica

Os ensaios metalográficos foram feitos da seguinte forma: um corpo de prova do aço

CA-6NM, um do metal de solda na condição como soldado e outro na condição tratado

termicamente após soldagem, retirados e confeccionados originalmente para o ensaio de

erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica (Figura 3.6), foram utilizados

como amostras para os ensaios metalográficos, as quais foram lixadas com as lixas 240,

400, 600, 1000 Mesh e polidas com pasta de diamante de 9µm, 3µm e 1µm. As

amostras foram atacadas com o reagente Klorpikrin 160, o qual é constituído pela

mistura de uma parte da solução I e seis partes da solução II (em volume), cujas

composições são mostradas na Tabela 3.5. As análises foram feitas em um microscópio

metalográfico de marca Metalux II, com aquisição de imagens com aumento de 100x,

200x, 500x e 1000x.

Tabela 3.5 – Soluções utilizadas para preparação do reagente Klorpikrin 160

Solução Composição

5g de Cloreto de Cobre (CuCl2)

75ml de Ácido Clorídrico (HCl)

100ml de álcool etílico (C2H5OH) I

100ml de água destilada (H20)

4g de ácido pícrico [C6H2(OH)(NO2)3] II

96ml de álcool etílico (C2H5OH)

Adicionalmente, realizou-se um novo lixamento e polimento seguindo os mesmos

procedimentos supracitados, porém em seguida atacando as amostras com o reagente

Villela, cuja composição é mostrada na Tabela 3.6. Após este ataque, as amostras foram

levadas a um microscópio eletrônico de varredura (MEV) para observação, e

54 fotomicrografias foram tiradas com o aumento de 2000x.

Tabela 3.6 – Solução utilizada para preparação do reagente Villela

Composição

1g de Ácido Pícrico

50ml HCl

50ml H20

3.3.3 Dureza

De acordo com a especificação do material(30), caso seja especificado no pedido de

compra, o aço classificado como CA-6NM deve ser testado através do ensaio Brinell de

dureza, sendo que o valor máximo permitido para o mesmo é de 285 HB. A norma diz

ainda que o local de medição no corpo de prova e o número de medições deverá ser

acordado entre o fabricante do aço e o usuário. Levando isto em conta, foi feito o ensaio

de dureza Brinell em uma amostra retirada aleatoriamente do bloco de aço fundido

ASTM A 743-98a CA-6NM, seguindo os seguintes passos: a amostra foi lixada com

lixas 100, 240, 320, 400, 600 Mesh e levada a um equipamento marca VEB Leipzig

modelo 308 a fim de se definir sua dureza, utilizando uma esfera de 2,5 mm de diâmetro

e como parâmetros uma carga de 62,5 kgf e 30s de tempo de penetração. Foram feitas

cinco medições, sendo que a média foi levantada.

De forma a comparar as durezas do aço e dos metais de solda nas condições como

soldado e após tratamento térmico, realizou-se também o ensaio de dureza Vickers em

um dos corpos de prova do aço CA-6NM, do metal de solda na condição como soldado

e do metal de solda na condição tratado termicamente após soldagem, originalmente

retirados e confeccionados para o ensaio de erosão por cavitação induzida por vibração

ultrassônica. Estas amostras foram lixadas com as lixas 100, 240, 320, 400, 600 Mesh e

levadas a um equipamento marca GNEHM modelo Horgen, a fim de se definir suas

durezas, utilizando uma ponta quadrada de 1,5 mm de lado e como parâmetros uma

carga de 10kgf e 30s de tempo de penetração. Cinco medições foram feitas para cada

amostra, sendo a média levantada.

55 3.3.4 Ensaios de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica

Uma das três chapas de teste soldadas foi selecionada para a retirada dos corpos de

prova de metal depositado necessários à realização do ensaio de erosão por cavitação

induzida por vibração ultrassônica. A partir desta chapa, foram usinados dez corpos de

prova de metal depositado, sendo cinco deles para avaliação na condição “como

soldado” e cinco na condição após tratamento térmico, conforme mostrado na Figura

3.5.

Foram programados três ensaios de erosão por cavitação para cada condição proposta.

Os outros dois corpos de prova restantes em cada condição foram destinados à avaliação

metalográfica e à determinação da dureza Vickers. Os corpos de prova, usinados

conforme indicado na Figura 3.6, foram pesados em uma balança com precisão de

0,1mg. Conforme os procedimentos definidos na norma ASTM G 32(58), os corpos de

prova foram acoplados ao dispositivo gerador de ultra-som, de marca Telsonic modelo

SG-22-31 1000G, e a superfície de teste de cada um foi imersa 2mm em água destilada,

a uma temperatura de 22±1°C. Esta temperatura de ensaio foi controlada usando um

dispositivo composto por um termopar, um sistema de fornecimento de água

refrigerada, uma serpentina de cobre, que foi inserida no béquer contendo a água

destilada na qual o corpo de prova foi imerso, e uma bomba d’água acionada por um

controlador de temperaturas com sensibilidade regulável. Este dispositivo é mostrado na

Figura 3.7. Os corpos de prova foram submetidos à vibração ultrassônica com

freqüência de 20±0,2kHz e amplitude de 50µm durante intervalos de 15 minutos, após

os quais eram retirados e novamente pesados para que fosse registrada a perda de

massa. Este processo se repetiu até que a taxa de perda de massa dos corpos de prova

atingisse seu valor máximo (pico) e diminuísse, o que efetivamente representou 8h de

ensaio. Após o término dos ensaios, as superfícies desgastadas foram levadas ao

microscópio eletrônico de varredura (MEV) para análise.

56

Figura 3.5 – Local de retirada dos corpos de prova do metal de solda para realização do ensaio de erosão

por cavitação induzida por vibração ultrassônica orientado pela norma ASTM G 32(10)

Figura 3.6 – Dimensões do corpo de prova para realização do ensaio de erosão por cavitação induzida por

vibração ultrassônica – metal de solda e material de base(64)

57

Figura 3.7 – Dispositivo para controle da temperatura da água

(a) Dispositivo completo (b) Serpentina de Cobre

A partir de um bloco do aço inoxidável martensítico macio tipo CA-6NM foram

usinados dez corpos de prova para o ensaio de erosão por cavitação induzida por

vibração ultrassônica deste aço. Apenas três deles foram ensaiados, ficando os demais

reservados para a avaliação metalográfica, avaliação da dureza e eventuais re-testes

necessários. Como não foi encontrada na literatura nenhuma referência quanto às

normas que ditassem o local de retirada dos corpos de prova de cavitação, os mesmos

foram retirados conforme mostrado na figura 3.8. Procurou-se retirá-los de regiões com

certa distância das bordas da peça, de modo a reduzir a probabilidade de que os mesmos

apresentassem possíveis inclusões ou defeitos de fundição.

Os procedimentos para o ensaio de erosão por cavitação induzida por vibração

ultrassônica do aço CA-6NM foram os mesmos utilizados para os ensaios do metal

depositado. Após os ensaios, a superfície erodida de um dos corpos de prova também

foi levada a um microscópio eletrônico de varredura (MEV) para análise.

(a) (b)

58

Figura 3.8 – Local de retirada dos corpos de prova do aço CA-6NM para realização do ensaio de erosão

por cavitação induzida por vibração ultrassônica orientado pela norma ASTM G 32

3.3.5 Ensaios de tração e tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V)

Duas das três chapas de teste soldadas foram utilizadas para a retirada através de

usinagem dos corpos de prova necessários à realização dos ensaios de tração e

tenacidade ao impacto (Charpy com entalhe V) do metal de solda, sendo que apenas

uma delas foi selecionada para realização do tratamento térmico pós-soldagem. De cada

chapa de teste, retirou-se um corpo de prova para ensaio de tração e dez para avaliação

da tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) nas temperaturas de –10°C e –20°C (cinco

corpos de prova para cada temperatura de ensaio). O desenho esquemático da retirada

dos corpos de prova das chapas de teste é mostrado na Figura 3.9. As dimensões dos

corpos de prova para os ensaios de tenacidade ao impacto e de tração do metal de solda

são mostradas na Figura 3.10.

59

Figura 3.9 – Local de retirada dos corpos de prova para realização dos ensaios de tração e tenacidade ao

impacto (Charpy entalhe V) do metal de solda(10)

Figura 3.10 - Dimensões dos corpos de prova de tração(a) e tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) (b)

do metal de solda(10)

60

Após a usinagem, estes corpos de prova foram radiografados de forma a se verificar

possíveis defeitos internos, tais como inclusões de escória ou porosidade, por exemplo.

Para a realização do ensaio de tração, foi utilizada uma máquina universal de tração de

marca INSTRON, modelo 8802, com capacidade de 25 Ton. O ensaio de tenacidade ao

impacto foi feito em um equipamento de marca Losenhausenwerk, modelo PSW 30,

com escalas de 30/15kpm.

Dois blocos de aço fundido ASTM A 743 CA-6NM de dimensões similares foram

utilizados para a retirada dos corpos de prova de tração e de tenacidade ao impacto deste

aço. De um deles foi usinado um corpo de prova de tração e do outro foram usinados

dez corpos de prova de tenacidade ao impacto (Charpy com entalhe V). Para a retirada

dos corpos de prova tanto de tração quanto de tenacidade ao impacto, utilizou-se como

referência orientações das normas ASTM A 743-98a(30), ASTM A 781-00(61) e ASTM A

370-03a(65). Os locais de retirada dos corpos de prova supracitados e suas respectivas

dimensões normalizadas são mostrados nas Figuras 3.11, 3.12, 3.13 e 3.14. Dois corpos

de prova de Charpy entalhe V adicionais, além dos três exigidos pelas normas para cada

temperatura de ensaio definida (-10°C e -20°C), também foram ensaiados e tiveram seus

dados computados, para aumentar a amostragem de forma a se ter uma maior precisão.

Figura 3.11 - Dimensões do corpo de prova de tração do aço CA-6NM segundo as orientações das normas

ASTM A 743-98a(30) e ASTM A 370-03a(65)

61

Figura 3.12 – Desenho esquemático indicando o local de retirada do corpo de prova de tração do bloco de

aço CA-6NM (a) Vista de frente; (b) Vista de cima

Figura 3.13 – Desenho esquemático indicando o local de retirada do corpo de prova de tenacidade ao

impacto (Charpy entalhe V) do bloco de aço CA-6NM. (a) Vista de frente; (b) Vista de cima

(a)

(b)

(a)

(b)

62

Figura 3.14 - Dimensões do corpo de prova de tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) do aço CA-

6NM segundo as orientações das normas ASTM A 781-00(61) e ASTM A 370-03a(65)

Assim como foi feito para o metal de solda, após a usinagem, estes corpos de prova

foram radiografados de forma a se verificar possíveis defeitos internos.

Os equipamentos utilizados para a realização dos ensaios de tração e de tenacidade ao

impacto do aço CA-6NM foram os mesmos dos utilizados para estes ensaios no metal

de solda.

As superfícies fraturadas de todos os corpos de prova de tração foram levadas após os

ensaios a um microscópio eletrônico de varredura (MEV) de forma a serem analisadas

quanto ao aspecto das fraturas em cada caso.

Variações permissíveis deverão ser conforme indicado a seguir: Comprimento do entalhe até a borda: 90 ± 2° Lados adjacentes devem ser 90° ± 10 min Dimensões da seção transversal ± 0,075 mm (± 0,003 in) Comprimento do corpo de prova (L) + 0, - 2,5 mm (+0, -0,100 in) Centralização do entalhe (L/2) ± 1 mm (±0,039 in) Ângulo do entalhe ± 1° Raio do entalhe ± 0,025 mm (±0,001 in) Profundidade do entalhe ± 0,025 mm (±0,001 in) Requerimentos de acabamento 2 µm (63µin.) na superfície entalhada e face oposta 4 µm (125µin.) nas duas outras superfícies

63 4. RESULTADOS E DISCUSSÃO

4.1 Ensaios de erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica

4.1.1 Avaliação das perdas de massa

No intuito de verificar os resultados de cada ensaio, registrou-se a perda de massa de

cada corpo de prova a cada intervalo de medição, posteriormente representando-as

graficamente na Figura 4.1 a, b e c. Os ensaios de dois dos três corpos de prova na

condição “como soldado” não puderam ser completados por problemas de acoplamento

destes no gerador de ultra-som, ocasionando dissipação de energia em forma de calor e

impossibilitando a continuidade dos testes. Desta forma, apenas os dados obtidos de um

corpo de prova na condição “como soldado” foram considerados, sendo que os

resultados obtidos por Vaz em seu trabalho(10) foram considerados como base de

comparação com os demais obtidos nos ensaios de erosão por cavitação do presente

trabalho. Esta é uma consideração razoável, uma vez que trata-se do mesmo tipo de

arame tubular, gás de proteção, procedimentos de soldagem e parâmetros de ensaio e de

tratamento térmico empregados.

Observa-se que as dispersões dos dados obtidos dos ensaios tanto do aço CA-6NM

quanto do metal de solda tratado termicamente foram similares, sendo apenas

ligeiramente superiores neste último, sem nenhum motivo aparente que justifique tal

comportamento. Uma explicação para a dispersão dos dados obtidos neste tipo de

ensaio é que a perda de massa é medida em pequenos intervalos de tempo pré-definidos,

algumas vezes não sendo este o suficiente para gerar um valor de perda considerável.

Desta forma, justifica-se também a representação gráfica da perda de massa acumulada

média ao longo do tempo de ensaio(10).

Embora haja dispersão da perda de massa medida a cada intervalo, não é observada ao

longo do ensaio nenhuma tendência de um corpo de prova específico sofrer maior

erosão do que outro na mesma situação. Desta forma, considera-se possível avaliar a

perda de massa através dos valores médios obtidos para cada situação.

64

Figura 4.1 – Perdas de massa dos corpos de prova ensaiados (a) do aço CA-6NM, (b) do metal depositado

como soldado e dos corpos de prova na mesma condição ensaiados por Vaz(10) e (c) do metal depositado

tratado termicamente.

(a)

(b)

(c)

65

A Figura 4.2 mostra os resultados obtidos para as perdas de massa médias acumuladas

ao longo do tempo do aço CA-6NM, do metal depositado na condição tratado

termicamente e na condição “como soldado”, comparativamente com os dados obtidos

por Vaz(10) para o metal depositado em ambas condições em seu trabalho.

Figura 4.2 – Perda média de massa acumulada ao longo do tempo dos corpos de prova ensaiados,

comparativamente com os dados de Vaz(10)

Observa-se pela figura acima que, num certo período no início do ensaio, a perda de

massa é quase nula, e depois esta é aproximadamente constante com o passar do tempo,

de forma que a perda de massa acumulada é bem representada por retas, que podem ser

obtidas através de regressão linear simples, como indicado na Figura 4.3. Os

coeficientes angulares e interceptos dos polinômios obtidos neste trabalho e os obtidos

por Vaz(10) foram calculados através do método dos mínimos quadrados e são mostrados

na Tabela 4.1 abaixo.

66 Tabela 4.1 – Coeficientes dos polinômios de primeira ordem e coeficientes de correlação

Ensaio Intercepto (a) Coeficiente

angular (b)

Coeficiente de

correlação (R)

CA-6NM -19,47 0,5361 0,9998

Como Soldado -2,5891 0,0991 0,9987

Como Soldado – Vaz(10) -2,3725 0,0821 0,9990

Tratado Termicamente -3,6045 0,1340 0,9994

Tratado Termicamente – Vaz(10) -4,1923 0,1221 0,9995

0,0

50,0

100,0

150,0

200,0

250,0

0 15 30 45 60 75 90 105

120

135

150

165

180

195

210

225

240

255

270

285

300

315

330

345

360

375

390

405

420

435

450

465

480

495

Tratado Termicamente CA-6NM Como Soldado - VAZTratado Termicamente - VAZ Como Soldado Linear (CA-6NM)Linear (Tratado Termicamente) Linear (Como Soldado) Linear (Como Soldado - VAZ)Linear (Tratado Termicamente - VAZ)

Figura 4.3 – Retas obtidas através da regressão linear dos dados obtidos nos ensaios no intervalo de 45 a

480 minutos e 120 a 480 minutos nos ensaios realizados por Vaz

Os coeficientes de correlação obtidos permitem afirmar que há uma forte correlação

entre a perda de massa (variável dependente) e o tempo de ensaio (variável

independente), sendo que desta forma o modelo de regressão citado é adequado para o

intervalo de ensaio entre 45 a 480 minutos para os dados deste trabalho e de 120 a 480

minutos para os dados do trabalho de Vaz, conforme proposto pelo mesmo(10).

67

Ao se analisar a perda de massa acumulada ao longo do tempo, mostrada na Figura 4.2,

e os coeficientes angulares dos polinômios obtidos através de regressão linear simples,

apresentados na Tabela 4.1, percebe-se que o metal depositado na condição “como

soldado” apresentou a melhor resistência à erosão por cavitação induzida por vibração

ultrassônica quando comparado com o mesmo metal de solda tratado termicamente e

com o aço CA-6NM. Este último apresentou a pior resistência ao fenômeno nos ensaios

realizados, conforme previsto na literatura(10).

A Figura 4.4 mostra a taxa de perda de massa ao longo do tempo de ensaio, calculada

através da perda de massa obtida em cada intervalo de medição (∆perda de

massa/∆tempo(15 minutos)) em cada caso. Polinômios de terceira ordem são mostrados no

gráfico apenas como referência para comparação do desempenho dos corpos de prova

no ensaio.

Figura 4.4 – Taxas de perda de massa ao longo dos ensaios de erosão por cavitação induzida por vibração

ultrassônica.

68

Analisando as curvas obtidas, pode-se observar tanto para o aço CA-6NM como para o

metal depositado nas condições “como soldado” e tratado termicamente a presença dos

diferentes estágios indicados na literatura(18)(35)(46)(55), menos do estágio de incubação.

Vaz(10) e vários pesquisadores também não encontraram evidências deste estágio através

das curvas levantadas em seus trabalhos, sendo este um fato comum conforme citado na

literatura(55). A menor taxa de perda de massa máxima, observada para o metal

depositado na condição como soldado, confirma sua melhor resistência à erosão por

cavitação do que o mesmo metal depositado tratado termicamente e do que o aço CA-

6NM. Este último apresentou a maior taxa de perda de massa máxima, indicando sua

pior resistência ao fenômeno.

Nas curvas de taxa de perda de massa, o período de incubação não é evidente como é

ilustrado nas curvas clássicas na literatura (Figura 2.15). Entretanto, observando-se o

gráfico de perda de massa acumulada com o tempo, Figura 4.2, todas as curvas

apresentam uma variação brusca de inclinação após um período inicial. O instante a

partir do qual a curva tem um aumento brusco de inclinação pode ser considerado como

um indicativo do tempo de incubação. Estes tempos podem ser facilmente obtidos

graficamente ou através das equações cujos coeficientes são mostrados na Tabela 4.1,

ficando em média em torno de 30 minutos.

Observa-se através das análises dos dados que a realização do tratamento térmico após

soldagem na liga 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo, recomendada para aumentar a tenacidade ao

impacto (Charpy entalhe V) deste metal de solda, diminui a resistência à erosão por

cavitação induzida por vibração ultrassônica segundo o ensaio proposto pela norma

ASTM G 32, assim como foi observado por Vaz(10). Observa-se ainda que o aço

inoxidável martensítico macio ASTM A 743 CA-6NM, utilizado na fabricação de

rotores e componentes de turbinas hidráulicas, apresenta maior propensão aos danos

cavitacionais e que o metal de solda na condição como soldado apresenta maior

resistência aos mesmos, conforme previsto por Vaz(10).

Os dados levantados para traçar os gráficos citados neste item são mostrados na seção 8,

“Anexos”, ao final deste trabalho.

69

4.1.2 Avaliação das superfícies cavitadas

Macrofotografias das superfícies cavitadas de um dos corpos de prova do aço CA-6NM,

do metal depositado na condição “como soldado” e do metal depositado na condição

tratado termicamente após soldagem são mostradas respectivamente nas Figuras 4.5, 4.6

e 4.7. Através delas é possível observar, apenas para o caso do aço CA-6NM, uma

região com crateras mais alongadas no sentido radial adjacentes à periferia e crateras

mais circulares próximas à região central do corpo de prova. Esta observação coincide

com a feita por Marques(31) em corpos de prova de aço carbono também ensaiados de

acordo com a ASTM G 32. Para os corpos de prova de metal depositado este fato não é

observado, porém, tanto na condição “como soldado” quanto tratado termicamente

observa-se uma menor intensidade dos danos cavitacionais próximo à periferia, o que

coincide com o constatado por Vaz(10).

Figura 4.5 – Superfície cavitada do corpo de prova do aço CA-6NM – Aumento 10x – Setas indicam

crateras alongadas no sentido radial adjacentes à periferia e crateras circulares próximas ao centro

70

Figura 4.6 – Superfície cavitada do corpo de prova do metal depositado “como soldado” – Aumento 10x -

Setas indicam maior intensidade de danos próximos ao centro do que na periferia

Figura 4.7 - Superfície cavitada do corpo de prova do metal depositado tratado termicamente –

Aumento 10x - Setas indicam maior intensidade de danos próximos ao centro do que na periferia

Analisando-se uma região intermediária entre o centro e a periferia da superfície dos

corpos de prova com o auxílio do microscópio de varredura eletrônica (MEV), observa-

71 se uma ligeira diferença na intensidade dos danos cavitacionais sofridos por cada

corpo de prova, como mostrado nas Figuras 4.8, 4.9 e 4.10.

Figura 4.8 - Superfície cavitada do corpo de prova do aço CA-6NM – Região intermediária – Aumento

500x (foto à esquerda) e 2000x (foto à direita) - Setas: regiões mais danificadas

Figura 4.9 - Superfície cavitada do corpo de prova do metal depositado “como soldado” – Região

intermediária – Aumento 500x (foto à esquerda) e 2000x (foto à direita) - Setas: regiões mais danificadas

Figura 4.10 - Superfície cavitada do corpo de prova do metal depositado tratado termicamente – Região

intermediária – Aumento 500x (foto à esquerda) e 2000x (foto à direita) - Setas: regiões mais danificadas

72 Dentre as fotos dos três corpos de prova cavitados, as do aço CA-6NM parecem

indicar uma maior profundidade de erosão abrangendo a sua superfície, seguida pela do

metal depositado tratado termicamente e, com menor profundidade, pela do metal

depositado “como soldado”. Em todos os corpos de prova foram também visualizadas

em alguns pontos crateras com maiores profundidades, sendo as mesmas mais

freqüentes no aço CA-6NM, seguido pelo metal depositado tratado termicamente e pelo

metal depositado “como soldado”. Estas observações parecem confirmar o constatado

através da avaliação das perdas de massa, ou seja, que a liga depositada 13%Cr, 4%Ni,

0,4%Mo na condição “como soldada” apresenta a melhor resistência aos danos

cavitacionais, a qual piora com a realização do tratamento térmico proposto, mas ainda

assim supera a do aço CA-6NM.

4.2 Análise Química

Na Tabela 4.2 abaixo são apresentados os resultados obtidos para as análises químicas

da amostra retirada do aço inoxidável martensítico macio CA-6NM e da “almofada” de

metal depositado soldada em combinação com o gás de proteção 98%Ar-2%O2.

Tabela 4.2 – Análise química da amostra do aço CA-6NM e da “almofada” de metal depositado

Resultado (% em peso) Elemento

CA-6NM Metal depositado

C 0,046 0,027

Mn 0,59 0,98

Si 0,68 0,60

P 0,018 0,018

S 0,023 0,004

Cr 12,65 11,82

Ni 4,12 5,00

Mo 0,5 0,64

Os resultados revelaram que a composição química do aço se encontra dentro das faixas

de aceitação estabelecidas pela norma ASTM A 743-98a(30), especificação CA-6NM

(mostradas na Tabela 2.1), conforme alegado pelo fabricante. Para o metal depositado,

assim como verificado por Vaz em seu trabalho(10), não foram observadas reduções

73 significativas nos teores de elementos de liga como carbono, manganês, silício e

cromo decorrentes da utilização desta mistura, a qual contém oxigênio, quando

comparado ao metal depositado através da soldagem com a mistura 96%Ar-4%CO2.

Ainda segundo Vaz, isto se deve ao fato do teor de oxigênio ser baixo nesta mistura(10).

Os resultados obtidos encontram-se de acordo com as faixas permitidas pela norma EN

12073(59), especificação T13 4 M M 2 (mostradas na Tabela 3.1), pela qual o arame

tubular é classificado de acordo com o fabricante(60).

A Figura 4.11 abaixo mostra as microestruturas previstas pelo Diagrama de Schaeffler

para o aço CA-6NM e para o metal depositado considerando as composições químicas

obtidas, sem considerar os tratamentos térmicos aplicados. Ambos casos prevêem

microestruturas martensíticas com uma pequena quantidade de ferrita.

Figura 4.11 – Diagrama de Schaeffler mostrando as microestruturas esperadas considerando-se as

composições químicas do aço CA-6NM e do metal de solda 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo

74 4.3 Análise Metalográfica

Conforme descrito na literatura pesquisada, os aços inoxidáveis martensíticos macios,

como é o caso do aço CA-6NM, são fornecidos na condição temperados e revenidos,

mas uma temperatura específica de revenimento (565°C a 620°C) resulta na formação

de uma microestrutura com até 30% de austenita bem dispersa e estável em uma matriz

de martensita revenida(25)(27)(39)(43). A microestrutura observada para este aço é mostrada

na Figura 4.12.

Figura 4.12 – Microestrutura representativa do aço ASTM A 743 CA-6NM

(a) Ataque com Klorpikrin 160 e aumento de 1000x (b) Ataque com Villela e aumento de 2000x

Quanto ao metal de solda na condição “como soldado”, a literatura cita uma

microestrutura resultante à temperatura ambiente constituída por martensita “macia”

com baixo carbono, contendo de 1 a 2% de austenita retida e 1 a 2% de ferrita-δ(39). A

Figura 4.13 mostra a microestrutura martensítica observada para o metal depositado

nesta condição.

(a) (b)

75

Figura 4.13 – Microestrutura representativa do metal depositado “como soldado”


O mesmo metal de solda, devido à realização do tratamento térmico após soldagem

entre 580 a 600°C, sofreu alterações microestruturais, mostradas na Figura 4.14.

Segundo a literatura, a microestrutura martensítica transforma-se em uma

microestrutura de matriz martensítica revenida com uma pequena quantidade de

austenita retida dispersa (até 25%)(39).

Figura 4.14 – Microestrutura representativa do metal depositado tratado termicamente


Quanto à relação entre as microestruturas e a resistência à erosão por cavitação, alguns

pesquisadores citam que, quanto mais fina a microestrutura (grãos finos), mais elevada é

(a) (b)

(a) (b)

76 esta resistência(33), embora outros mostrem que esta não varia sistematicamente com

qualquer característica microestrutural discernível(66). Os resultados do presente trabalho

confirmaram o fato já citado por alguns pesquisadores, de que uma superfície sujeita à

cavitação e revestida com solda resiste mais que a estrutura do equipamento original

fabricado por fundição ou laminação, mesmo possuindo composições químicas e

microestruturas semelhantes. Uma justificativa para este fato é justamente as diferenças

nos métodos de fabricação(35). Comparando-se a fundição com a soldagem, ambas

geram estruturas brutas de solidificação, porém envolvem temperaturas e taxas de

aquecimento e resfriamento diferentes, podendo ocasionar diferenças em termos de

dureza e de outras propriedades mecânicas, mesmo se tratando de composições

químicas similares. Estes fatores possivelmente influenciariam também a resistência à

erosão por cavitação.

Os resultados mostraram ainda que a otimização da resistência à erosão por cavitação

pode ser obtida com uma estrutura martensítica, a qual promove resistência aos

mecanismos de fadiga de baixo ciclo, característicos dos testes de cavitação induzida

por vibração ultrassônica(15). O tratamento térmico de revenimento desta estrutura

martensítica, entretanto, reduziu a resistência aos danos cavitacionais no caso do metal

depositado 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo.

As diferenças entre as microestruturas e as transformações ocorridas e suas implicações

nos resultados das propriedades mecânicas avaliadas serão mostradas a seguir.

4.4 Dureza

Os valores das medições obtidas no ensaio de dureza Brinell do aço CA-6NM se

encontram na Tabela 4.3 abaixo.

Tabela 4.3 – Resultado de dureza Brinell do aço CA-6NM

Medição – Dureza HB

1 2 3 4 5

Média (µ)

(HB)

σ*

(HB)

σ/µ **

(%)

250 250 242 250 242 247 4,4 1,8

* Desvio padrão ** Coeficiente de variação

77

A análise dos dados acima leva a um coeficiente de variação amostral de 1,8% e a uma

dureza Brinell média de 247 HB, a qual está dentro da faixa citada na literatura, que cita

como um valor típico obtido para este aço 268 HB(24) e dureza máxima de 285 HB(30).

Os valores de dureza Vickers deste mesmo aço e do metal de solda nas condições como

soldado e tratado termicamente após soldagem é apresentado na Tabela 4.4.

Tabela 4.4 – Resultados de dureza Vickers do aço CA-6NM e do metal de solda nas condições

soldado e tratado termicamente

Medição – Dureza HV10 Material

1 2 3 4 5

Média (µ)

(HV10)

σ*

(HV10)

σ/µ **

(%)

“Como Soldado” 366 357 366 357 348 359 7,5 2,0

Tratado

Termicamente 323 301 315 315 315 314 7,9 2,5

CA-6NM 263 263 269 269 263 265 3,3 0,8


Observando os resultados, percebe-se que a dureza obtida do metal de solda na condição

como soldado foi maior do que a do mesmo metal de solda na condição tratado

termicamente após soldagem. Estes resultados estão próximos dos apresentados por Vaz

em seu trabalho(10), e podem ser justificados pelas alterações estruturais resultantes do

tratamento térmico de revenimento realizado. A microestrutura martensítica revenida

com austenita retida, característica na condição do metal depositado tratado

termicamente apresenta menor dureza do que a microestrutura martensítica bruta de

solidificação apresentada pelo metal depositado como soldado. A dureza obtida para o

aço CA-6NM foi bem menor do que a do metal de solda em ambas condições soldado e

tratado termicamente. Este fato pode ser justificado também através das diferenças

existentes nas microestruturas do aço e do metal de solda, como explicado na seção 4.3,

baseado nas informações da literatura estudada. Entretanto, nas fotomicrografias das

Figuras 4.12 a 4.14, estas diferenças microestruturais não são evidentes. Um estudo

mais detalhado e quantitativo das microestruturas não foi realizado, sendo uma sugestão

para trabalhos futuros.

Os resultados obtidos nos ensaios de dureza e de erosão por cavitação induzida por

78 vibração ultrassônica estão de acordo com o descrito na literatura, a qual cita que a

dureza é considerada um bom indicador da resistência à erosão por cavitação quando

comparados dados de materiais similares(46), embora alguns pesquisadores tenham

verificado através de outros ensaios, como o de erosão por cavitação por jato d’água,

que não há relação entre estas duas propriedades(35).

4.5 Ensaios mecânicos de tração e tenacidade ao impacto (Charpy entalhe em V)

De acordo com as normas aplicáveis para o aço fundido CA-6NM, os critérios de

aceitação pelo ensaio radiográfico devem ser definidos entre o usuário e o fabricante(61).

O ensaio não destrutivo de radiografia realizado não revelou qualquer defeito no corpo

de prova de tração, porém acusou porosidade em pequenas regiões próximas às bordas

das partes de onde seriam retirados os corpos de prova de tenacidade ao impacto,

conforme indicado na Figura 4.15. Sendo assim, as regiões que apresentaram poros

foram descartadas e estes corpos de prova foram retirados da região restante, isenta de

defeitos. Desta forma foram aprovados para serem ensaiados.

Os ensaios não destrutivos de radiografia realizados nos corpos de prova de tração e de

tenacidade ao impacto do metal de solda tanto na condição “como soldado” quanto

tratado termicamente não revelaram qualquer defeito, conforme mostrado nas Figuras

4.16 e 4.17. Assim, os mesmos foram aprovados de acordo com os critérios de análise

do código ASME Seção II Parte C(62) para serem ensaiados.

Os resultados dos ensaios mecânicos de tração realizados de acordo com os

procedimentos estabelecidos pelas normas ASTM A 743-98a(30), ASTM A 781-00(61) e

ASTM A 370-03a(65) para o aço CA-6NM e usando os critérios orientados pelo código

ASME Seção II Parte C(62) para os corpos de prova do metal de solda “como soldado” e

tratado termicamente são apresentados na Tabela 4.5.

79

Figura 4.15 – Filme obtido do ensaio não destrutivo de radiografia dos corpos de prova do aço CA-6NM

(setas indicam regiões com poros)

Figura 4.16 – Filme obtido do ensaio não destrutivo de radiografia dos corpos de prova de metal de solda

na condição “como soldado”

80

Figura 4.17 – Filme obtido do ensaio não destrutivo de radiografia dos corpos de prova de metal de solda

na condição “tratado termicamente”

Tabela 4.5 – Valores obtidos através do ensaio de tração do corpo de prova do aço ASTM A

743 CA-6NM e do metal de solda nas condições “como soldado” e tratado termicamente

Material Limite de

Escoamento (MPa)

Limite de Resistência

à Tração (MPa) Alongamento (%)

Redução de

área (%)

CA-6NM 789 872 22 58

“Como soldado” 1126 1175 9 26

Tratado termicamente 943 1003 16 44

Os valores obtidos para o aço CA-6NM encontram-se em conformidade com os

mínimos exigidos pela norma de fabricação do mesmo(30), como alegado pelo

fabricante. Eles encontram-se, ainda, relativamente próximos aos citados pela

literatura(24) como valores normalmente observados para este material à temperatura

ambiente, conforme é mostrado na Tabela 2.2.

O limite de escoamento obtido para o CA-6NM é quase quatro vezes maior do que o

mínimo exigido para os aços C-Mn classificados pela norma ASTM A 27-03 (ASTM A

27-03) (205 MPa), o que, dentre outras razões, explica a decisão dos fabricantes de

turbinas hidráulicas de substituir este último pelo CA-6NM, uma vez que ele possibilita

a confecção de componentes com seções menos espessas e, conseqüentemente, mais

leves e eficientes, gerando melhor relação custo-benefício (11).

81

Os valores obtidos para o metal depositado na condição tratado termicamente atendem

os mínimos exigidos pela norma EN 12073(59) especificação T13 4 M M 2. Já o metal

de solda na condição “como soldado” não possui requisitos mínimos de acordo com esta

norma, mas se forem consideradas as mesmas exigências de valores mínimos da

condição tratado termicamente, os resultados obtidos daquele atenderiam os mínimos de

limite de resistência e de escoamento, entretanto, não alcançaria o alongamento mínimo

exigido de 15%, apresentando apenas 9%. Este fato pode justificar a necessidade da

realização de um tratamento térmico após soldagem na fabricação dos componentes de

turbinas hidráulicas(10).

Observa-se que, com o tratamento térmico aplicado, houve um aumento no

alongamento obtido. Por outro lado, este tratamento também propiciou quedas tanto no

limite de escoamento quanto no limite de resistência à tração, as quais são justificadas

como sendo resultantes das transformações microestruturais induzidas pelo tratamento

térmico, conforme já mostrado na Figura 2.10(44).

Através dos ensaios de tração executados, constatou-se que a relação direta entre a

energia absorvida até a fratura, definida pelos valores de alongamento e de limite de

escoamento, e a resistência aos danos cavitacionais, não é válida para os materiais

estudados. Esta constatação está de acordo com o também constatado por Marques(46),

que observou que esta relação direta só se aplica a materiais considerados dúcteis.

Entretanto, a relação entre o quadrado do limite de resistência pelo dobro do Módulo de

Young (σ2/2E), a qual é um indicativo da resistência à erosão por cavitação para

materiais frágeis(46), foi confirmada para o metal depositado 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo

nas condições “como soldado” e tratado termicamente e para o aço ASTM A 743 CA-

6NM. Considerando-se o Módulo de Young como constante sob as condições

estudadas, uma vez que não há diferenças significativas na composição química do

metal depositado e do aço CA-6NM, pode-se relacionar o valor de σ2/2E com os limites

de resistência obtidos nos ensaios de tração, isto é, um maior limite de resistência

implica em um maior valor de σ2/2E e, conseqüentemente, em uma maior resistência

aos danos cavitacionais(10).

82 Os resultados dos ensaios de tenacidade ao impacto Charpy com entalhe em V,

realizados nos corpos de prova do aço CA-6NM de acordo com os procedimentos

estabelecidos pelas normas ASTM A 781-00(61) e ASTM A 370-03a(65) são apresentados

na Tabela 4.6, abaixo. Nesta mesma tabela são mostrados os resultados obtidos para

estes ensaios dos corpos de prova do metal depositado nas condições “como soldado” e

tratado termicamente, realizados de acordo com os procedimentos estabelecidos pelo

código ASME Seção II Parte C(62).

Tabela 4.6 – Valores obtidos através dos ensaios de tenacidade ao impacto (Charpy V) dos

corpos de prova do metal de solda 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo e do aço CA-6NM

Ensaios de tenacidade ao impacto (Charpy V) – Metal de solda 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo

Condição Temperatura

do ensaio (°C) Resultados obtidos (J)

Média (µ)

(J)

σ*

(J)

σ/µ **

(%)

-10 20 16 20 14 20 18 2,8 15,5 “Como soldado”

-20 14 12 18 14 12 14 2,4 17,1

-10 43 41 33 41 37 39 4,0 10,2 Tratado

termicamente -20 33 35 39 39 41 37 3,3 8,9

Ensaio de tenacidade ao impacto (Charpy V) – ASTM A 743 CA-6NM

Temperatura do ensaio (°C) Resultados obtidos (J) Média (µ)

(J)

σ*

(J)

σ/µ **

(%)

-10 78 73 78 76 75 76 2,1 2,8

-20 75 75 75 75 73 75 0,9 1,2


Os pequenos coeficientes de variação obtidos para o CA-6NM mostram uma grande

homogeneidade quanto a esta propriedade do aço. No entanto, conforme citado na

literatura(24)(27), devido às condições de processamento e do tamanho dos componentes

de turbina produzidos, há grande variação de propriedades mecânicas ao longo do

fundido, verificadas principalmente no ensaio de Charpy. Esta grande variação não foi

observada nos ensaios realizados neste trabalho, provavelmente porque o número de

corpos de prova de tenacidade ao impacto foi insuficiente para verificar tal fato e devido

aos mesmos terem sido retirados de regiões próximas uns dos outros, além de os tarugos

de onde foram retirados serem pequenos quando comparados às grandes dimensões dos

componentes reais de turbinas hidráulicas.

83 Como os ensaios de tenacidade ao impacto não são obrigatórios para este aço

conforme as normas aplicáveis(30)(61), não existem valores mínimos exigidos. No

entanto, os resultados obtidos encontram-se em concordância com os citados na

literatura(24) como usuais para esta propriedade, como é mostrado no gráfico da figura

4.18.

Figura 4.18 – Faixa usual de valores de tenacidade ao impacto obtidos em ensaios de Charpy com entalhe

em V no aço inoxidável martensítico macio ASTM A 743 CA-6NM(24)

Quanto ao metal depositado, observa-se como efeito do tratamento térmico um aumento

nos valores obtidos no ensaio de tenacidade ao impacto Charpy com entalhe em V, o

qual também é justificado pelas alterações microestruturais sofridas pelo material como

conseqüência deste tratamento(10). Os valores obtidos são, entretanto, menores do que os

do aço fundido CA-6NM, tanto para o metal depositado na condição “como soldado”

quando para o na condição após tratamento térmico.

Segundo Vaz(10), as superfícies fraturadas de corpos de prova de ensaio de tenacidade ao

impacto Charpy com entalhe em V do metal depositado 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo na

condição “como soldado” apresentam um aspecto macroscópico frágil, caracterizado

84 pela predominância da zona radial se comparada à fibrosa e de cisalhamento,

enquanto que a superfície destes corpos de prova na condição tratado termicamente

(com os parâmetros de tratamento térmico propostos neste trabalho) apresentam um

aumento da região constituída pela zona fibrosa e de cisalhamento. Estes aspectos

confirmariam a diferença nos resultados obtidos nos ensaios de tenacidade ao impacto.

Novicki et al(67), cita que em ensaios de tenacidade ao impacto, a fratura é dúctil para o

aço CA-6NM, mas frágil na junta soldada com o arame tubular de composição similar.

Uma vez que a literatura(10)(67) já traz estudos sobre a fratura de corpos de prova de

Charpy, neste trabalho analisou-se, com o auxílio de um microscópio de varredura

eletrônica (MEV), a fratura dos corpos de prova de tração. O resultado obtido é

mostrado na Figura 4.19, indicando aspectos de fraturas dúcteis tanto para o aço CA-

6NM quanto para o metal de solda nas condições “como soldado” e tratado

termicamente. Esta diferença com relação ao observado em ensaios de tenacidade ao

impacto na literatura pode ser justificada pelo fato de, nestes, a velocidade de

deformação ser maior do que em ensaios de tração.

CA-6NM

Aumento 12x

Metal depositado “como soldado” Aumento 12x

Metal depositado tratado termicamente Aumento 12x

CA-6NM

Aumento 2000x Metal depositado “como soldado”

Aumento 2000x Metal depositado tratado termicamente

Aumento 2000x

Figura 4.19 – Fotos tiradas através de um microscópio eletrônico de varredura (MEV) mostrando as

superfícies fraturadas dos corpos de prova de tração

85

Observa-se, portanto, que embora o valor de alongamento obtido no ensaio de tração do

corpo de prova de metal depositado “como soldado” tenha sido relativamente baixo

(9%) quando comparado ao na condição tratado termicamente (16%), a fratura no

ensaio de tração ainda assim foi dúctil.

A tenacidade ao impacto apresentou uma relação inversa com a resistência à erosão por

cavitação induzida por vibração ultrassônica tanto para o metal depositado 13%Cr,

4%Ni e 0,4%Mo nas condições “como soldado” e tratado termicamente, quanto para o

aço ASTM A 743 CA-6NM. Sob as condições estudadas, quanto maior é a tenacidade

ao impacto, menor é a resistência aos danos cavitacionais induzidos por vibração

ultrassônica, não sendo possível, entretanto, uma generalização desta relação para

outros tipos de materiais. Esta relação inversa também foi observada por Vaz em seu

trabalho para o caso do metal depositado 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo em ambas

condições(10), entretanto não são abordados na literatura estudada os motivos deste fato.

O mesmo se justificaria pela relação inversa geralmente observada entre dureza, a qual é

um bom indicativo da resistência à erosão por cavitação, com a tenacidade ao impacto.

86 5. CONCLUSÕES

Baseado nos resultados dos ensaios realizados neste trabalho pode-se concluir que:

• Os valores de perda de massa obtidos através dos ensaios de erosão por cavitação

induzida por vibração ultrassônica proposto pela ASTM G 32 se mostraram adequados à

avaliação comparativa da resistência aos danos cavitacionais dos materiais ensaiados,

uma vez que não indicaram tendência de desgaste muito diferenciado de um corpo de

prova para outro.

• Os resultados obtidos neste trabalho podem não refletir diretamente o

comportamento dos materiais avaliados nas condições reais em serviço, porém podem

ser utilizados como referência na escolha de materiais e técnicas de fabricação e reparo

de componentes de turbinas hidráulicas que proporcionem melhor resistência aos danos

cavitacionais.

• A realização do tratamento térmico após soldagem nos parâmetros propostos neste

trabalho ocasionou uma queda na resistência à erosão por cavitação induzida por

vibração ultrassônica no metal depositado 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo, quando comparado

com o mesmo na condição “como soldado”. A microestrutura martensítica dos corpos

de prova do metal de solda na condição “como soldado” apresentou a melhor resistência

à erosão por cavitação, a qual caiu com o tratamento térmico de revenimento realizado.

• A resistência à erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica do aço

inoxidável martensítico macio CA-6NM temperado e revenido de acordo com os

parâmetros da norma de fabricação ASTM A 743-98a é inferior à da liga de composição

química similar 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo tanto na condição “como soldado” como

tratada termicamente após soldagem com os parâmetros propostos neste trabalho. Neste

trabalho não foi possível, no entanto, correlacionar este fato a aspectos específicos das

microestruturas observadas.

87 • As fraturas dos corpos de prova de tração tanto do aço CA-6NM quanto do metal

depositado 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo soldado com o gás 98%Ar-2%O2 nas condições

“como soldado” e tratado termicamente com os parâmetros deste trabalho possuem

aspecto dúctil.

• Através da análise das curvas de taxa de perda de massa versus tempo de ensaio de

erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica foi possível observar os estágios

de acumulação, estacionário e atenuação citados na literatura. Não foi possível observar,

entretanto, o estágio inicial, denominado estágio de incubação. Entretanto, através das

curvas de perda de massa acumulada com o tempo observou-se períodos iniciais sem

perda de massa significativa, podendo estes serem considerados como períodos de

incubação.

• A dureza e o limite de resistência à tração são considerados bons indicadores da

resistência à erosão por cavitação induzida por vibração ultrassônica tanto para o aço

CA-6NM quanto para o metal depositado 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo soldado com o gás de

proteção 98%Ar-2%O2 em ambas condições “como soldado” e tratado termicamente.

88 6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

• Estudar e comparar a aplicação de diferentes tratamentos térmicos pós-soldagem em

metais de solda 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo e suas relações com as propriedades

mecânicas de limite de resistência, limite de escoamento, alongamento, redução de área

e resistência à erosão por cavitação, de forma a sugerir novos tipos de tratamentos

térmicos, os quais apresentem os melhores resultados e sejam de maior viabilidade e

praticidade para aplicação em reparos em campo de componentes de turbinas

hidráulicas.

• Estudar o comportamento em campo de rotores ou componentes de turbinas

reparados com o arame tubular 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo os quais não tenham sido

tratados termicamente após o reparo, principalmente com relação à resistência à erosão

por cavitação e verificar se houve um possível aumento da vida útil dos mesmos,

comparativamente aos componentes que tenham sido tratados termicamente.

• Avaliar a resistência à erosão por cavitação e demais propriedades mecânicas de um

aço inoxidável martensítico macio ASTM A 743 CA-6NM e de um aço C-Mn

revestidos com uma, duas, três ou mais camadas do metal de solda 13%Cr, 4%Ni,

0,4%Mo soldados com o gás de proteção 98%Ar-2%O2, sugerindo novas técnicas de

reparo principalmente para a aplicação em componentes de turbinas hidráulicas.

• Realizar e estudar detalhadamente diversas metalografias do aço ASTM A 743 CA-

6NM e do metal depositado 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo nas condições “como soldado” e

tratado termicamente de forma a tentar correlacionar detalhes dos aspectos

microestruturais destes materiais com suas respectivas resistências aos danos

cavitacionais. Realizar também ensaios magnéticos visando levantar a porcentagem de

ferrita- em cada situação.

89 7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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98 8. ANEXOS

Tabela 8.1: Perda de massa acumulada dos corpos de prova

Perda de massa acumulada (mg) Metal de Solda – 13%Cr, 4%Ni, 0,4%Mo

Como Soldado Tratado Termicamente ASTM A 743 CA-6NM Tempo (minutos)

CP1 CP1 CP2 CP3 CP1 CP2 CP3 0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

15 1,7 0,7 0,7 0,5 0,6 0,8 0,2 30 2,2 1,2 1,8 1,4 0,8 1,0 0,8 45 3,5 1,9 2,7 2,6 2,2 1,8 1,2 60 4,6 4,9 4,3 4,4 4,3 3,9 3,5 75 5,6 8,1 5,9 6,1 6,5 7,0 5,8 90 6,4 10,6 7,6 7,8 8,5 10,2 9,0 105 7,3 12,7 9,6 9,9 11,3 12,8 11,8 120 8,8 14,0 11,3 11,8 13,8 15,6 14,6 135 10,5 16,0 13,1 14,0 16,2 18,4 17,6 150 11,7 17,9 15,2 16,1 18,6 21,3 20,8 165 12,8 20,0 17,4 17,9 21,3 24,1 23,7 180 14,5 21,9 19,2 20,0 24,2 27,2 26,4 195 16,0 23,7 21,2 22,2 26,8 30,3 29,2 210 17,3 25,2 23,0 24,2 29,4 32,8 32,2 225 19,0 27,5 25,5 26,1 32,1 35,6 35,1 240 21,0 29,5 27,8 28,4 34,3 38,4 37,8 255 22,4 31,2 29,7 30,8 37,2 40,9 41,0 270 23,9 32,7 32,4 32,5 39,2 43,4 43,6 285 25,5 34,9 34,3 34,5 42,0 45,6 46,2 300 27,2 37,0 36,6 36,7 44,5 48,0 49,0 315 29,1 39,1 38,4 38,6 46,8 50,9 51,4 330 30,8 40,9 41,1 40,4 49,2 53,6 54,1 345 32,4 43,6 42,9 42,2 51,8 56,2 56,6 360 33,9 45,2 44,8 44,2 54,4 59,4 59,4 375 35,2 47,0 46,8 46,3 57,0 61,8 62,2 390 36,4 49,1 48,4 48,2 59,5 64,5 65,3 405 37,8 50,9 50,2 50,3 62,3 67,2 68,8 420 39,3 53,1 52,7 52,3 65,0 69,9 71,5 435 40,5 55,0 54,5 54,5 67,5 72,5 73,9 450 41,9 57,0 56,5 56,9 69,8 74,9 76,4 465 43,1 58,5 58,7 59,2 72,5 77,3 79,0 480 44,7 61,1 60,3 60,7 75,0 79,9 81,7

99 Tabela 8.2: Média da perda de massa acumulada e desvio padrão (σ)


Como Soldado Tratados Termicamente ASTM A 743 CA-6NM Tempo (minutos)

CP1 σ Média σ Média σ 0 0,0 N/A 0,0 0,0 0,0 0,0

15 1,7 N/A 0,6 0,1 1,6 0,3 30 2,2 N/A 1,5 0,3 2,6 0,1 45 3,5 N/A 2,4 0,4 5,2 0,5 60 4,6 N/A 4,5 0,3 11,7 0,4 75 5,6 N/A 6,7 1,2 19,3 0,6 90 6,4 N/A 8,7 1,7 27,7 0,9 105 7,3 N/A 10,7 1,7 35,9 0,8 120 8,8 N/A 12,4 1,4 44,0 0,9 135 10,5 N/A 14,4 1,5 52,2 1,1 150 11,7 N/A 16,4 1,4 60,7 1,4 165 12,8 N/A 18,4 1,4 69,1 1,5 180 14,5 N/A 20,4 1,4 77,8 1,6 195 16,0 N/A 22,4 1,3 86,3 1,8 210 17,3 N/A 24,1 1,1 94,4 1,8 225 19,0 N/A 26,4 1,0 102,8 1,9 240 21,0 N/A 28,6 0,9 110,5 2,2 255 22,4 N/A 30,6 0,8 119,1 2,2 270 23,9 N/A 32,5 0,2 126,2 2,5 285 25,5 N/A 34,6 0,3 133,8 2,3 300 27,2 N/A 36,8 0,2 141,5 2,4 315 29,1 N/A 38,7 0,4 149,1 2,5 330 30,8 N/A 40,8 0,4 156,9 2,7 345 32,4 N/A 42,9 0,7 164,6 2,7 360 33,9 N/A 44,7 0,5 173,2 2,9 375 35,2 N/A 46,7 0,4 181,0 2,9 390 36,4 N/A 48,6 0,5 189,3 3,1 405 37,8 N/A 50,5 0,4 198,3 3,4 420 39,3 N/A 52,7 0,4 206,4 3,4 435 40,5 N/A 54,7 0,3 213,9 3,4 450 41,9 N/A 56,8 0,3 221,1 3,5 465 43,1 N/A 58,8 0,4 228,8 3,4 480 44,7 N/A 60,7 0,4 236,6 3,5

N/A: Não aplicável

100 Tabela 8.3: Perda de massa a cada intervalo de medição


Como Soldado Tratados Termicamente ASTM A 743 CA-6NM Medição

CP1 CP1 CP2 CP3 CP1 CP2 CP3 1 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 2 1,7 0,7 0,7 0,5 0,6 0,8 0,2 3 0,5 0,5 1,1 0,9 0,2 0,2 0,6 4 1,3 0,7 0,9 1,2 1,4 0,8 0,4 5 1,1 3,0 1,6 1,8 2,1 2,1 2,3 6 1,0 3,2 1,6 1,7 2,2 3,1 2,3 7 0,8 2,5 1,7 1,7 2 3,2 3,2 8 0,9 2,1 2,0 2,1 2,8 2,6 2,8 9 1,5 1,3 1,7 1,9 2,5 2,8 2,8 10 1,7 2,0 1,8 2,2 2,4 2,8 3,0 11 1,2 1,9 2,1 2,1 2,4 2,9 3,2 12 1,1 2,1 2,2 1,8 2,7 2,8 2,9 13 1,7 1,9 1,8 2,1 2,9 3,1 2,7 14 1,5 1,8 2,0 2,2 2,6 3,1 2,8 15 1,3 1,5 1,8 2,0 2,6 2,5 3,0 16 1,7 2,3 2,5 1,9 2,7 2,8 2,9 17 2,0 2,0 2,3 2,3 2,2 2,8 2,7 18 1,4 1,7 1,9 2,4 2,9 2,5 3,2 19 1,5 1,5 2,7 1,7 2 2,5 2,6 20 1,6 2,2 1,9 2,0 2,8 2,2 2,6 21 1,7 2,1 2,3 2,2 2,5 2,4 2,8 22 1,9 2,1 1,8 1,9 2,3 2,9 2,4 23 1,7 1,8 2,7 1,8 2,4 2,7 2,7 24 1,6 2,7 1,8 1,8 2,6 2,6 2,5 25 1,5 1,6 1,9 2,0 2,6 3,2 2,8 26 1,3 1,8 2,0 2,1 2,6 2,4 2,8 27 1,2 2,1 1,6 1,9 2,5 2,7 3,1 28 1,4 1,8 1,8 2,1 2,8 2,7 3,5 29 1,5 2,2 2,5 2,0 2,7 2,7 2,7 30 1,2 1,9 1,8 2,2 2,5 2,6 2,4 31 1,4 2,0 2,0 2,4 2,3 2,4 2,5 32 1,2 1,5 2,2 2,3 2,7 2,4 2,6 33 1,6 2,6 1,6 1,5 2,5 2,6 2,7

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Dissertacao Bernardo h